termic bun11

125
CAPITOLUL 1 CALCULUL TERMIC 1.1. Consideratii generale Calculul unui motor cu ardere interna presupune determinarea, in etape successive, a unor marimi diverse prin care se pot esima performantele energetice, solicitarile termice si mecanice din organele componente, tendintele de uzura, etc. Aceste marimi se pot grupa astfel: - parametrii indicate; - parametrii efectivi; - parametrii comparative; - presiunile din cilindru. Calculul presupunand un volum ridicat de operatii, se va folosi un program de calcul, care scurteaza in mod evident timpul de lucru pe de o parte, iar pe de alta parte, acestea vor prezenta un grad de precizie mare. In continuare se va prezenta, theoretic, algoritmul care a stat la baza realizarii calculelor, si modul de alegere a marimilor necesare acestui scop. 1.2. Parametrii de intrare - Numarul de cilindri a motorului: I = 6 , in linie, verticali; - Cilindreea totala: Vh = 5.5 l; 1

Transcript of termic bun11

Page 1: termic bun11

CAPITOLUL 1

CALCULUL TERMIC

1.1. Consideratii generale

Calculul unui motor cu ardere interna presupune determinarea, in etape successive, a unor marimi diverse prin care se pot esima performantele energetice, solicitarile termice si mecanice din organele componente, tendintele de uzura, etc. Aceste marimi se pot grupa astfel:

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

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

In continuare se va prezenta, theoretic, algoritmul care a stat la baza realizarii calculelor, si modul de alegere a marimilor necesare acestui scop.

1.2. Parametrii de intrare

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

1.3. Cantitatile componentilor fluidului de lucru

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

Log1

0.23C

8

38 H O

*

1

Page 2: termic bun11

Lo1

0.208

C

12

H

4

O

32

*

in care 0,23 [kg] reprezinta masa oxigenului intr-un [kg] de aer atmospheric, iar 0.208 – participatia volumica a oxigenului intr-un [kmol] de aer atmosfheric.

Componenta combustibililor lichizi clasici Tabelul 1 Tipul combustibilului lichid

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

Benzina 0.855 0.145 - - -Motorina 0.870 0.126 0.004 - -Alcool etilic (C2H5OH) 0.521 0.131 0.384 - -Alcool metilic(CH3OH) 0.375 0.125 0.500 - -

C 0.870 [kg/kg.conb]; H 0.126 [kg/kg.conb]; O 0.004 [kg/kg.conb]; S2 0

[kg/kg.conb];

H2O 0 [kg/kg.conb];

Dupa efectuarea calculelor vor rezulta cantitatile componentilor fluidului de lucru:

Log 19.742 [kg/kg.conb]; Lo 0.499 [kmol/kg.comb];

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

1.5 - este coeficientul de dozaj;M1 Lo *M1 0.749 [kmol/kg.comb]; Calculul termic termic al unui motor se efectueaza de regula

pentru regimul nominal si, in consecinta, coeficientul de dozaj se impune pentru acest regim. Valorile lui α se gasesc in tabelul 2.

Valori ale coeficientului de dozaj Tabelul 2MAS stationare 0.8…1MAS cu combustibili gazosi 1…1.2MAS pentru autoturisme 0.85…1.1

2

Page 3: termic bun11

MAC lente 1.7…2.1MAC semirapide si rapide cu injectie directa 1.4…1.6MAC cu camera de precombustie 1.35…1.45MAC cu camera de vartej 1.25…1.35MAC supraalimentate 1.6…2.2MAC cu combust. Gazos si injectie combust. lichidamestec aer + combust. gazos

1.5…2.2

MAC cu combust. Gazos si injectie combust. lichidamestec aer + combust. gazos si injectie combust. lichid

1.2…1.8

Reglajul sarcinii la MAC se face prin modificarea lui α si astfel, corectia acestuia in functie de regimul de lucru nu presupune precautii speciale ca la MAS. In schimb la MAC apar restrictii severe in limitatreavalorii inferioare a lui α, impusa pe de o parte de emisia de fum, iar pe de alta de cresterea solicitarilor termo-mecanice.

Deoarece >1, in urma arderii se obtin dioxid de carbon, apa, oxigen, azot; cantitatile acestor componenti se deterina cu relatiile:

MCO2C

12

MCO2 0.073 [kmol CO2/kg.comb];

MH2OH

2

MH2O 0.063 [kmol H2O/kg.comb];

MO2 0.208 1 Lo *MO2 0.052 [kmol O2/kg.comb];

MN2 0.792 Lo *MN2 0.593 [kmol N2/kg.comb]; Calculul cantitatii totale de produse rezultate prin arderea a 1 [kg]

de combustibil:

M2C

12

H

2 0.208 Lo *

M2 0.781 [kmol/kg.comb];

1.4. Calculul proceselor

1.4.1. Procesul admisiei

Presiunea si temperatura fluidului proaspat la intrarea in motor, in cazul admisiei normale sunt presiunea si temperature mediului ambiant

3

Page 4: termic bun11

p0 si T0.Masa specifica a aerului la intrarea in colectorul de admisie se

calculeaza cu relatia:p0 0.1

Ra 287

T0 293

0

106

p0

Ra T0 *

0 1.189 [kg/mc];

Scaderile de presiune in admisie: c p Ws 80 [m/s];

2.9

Pa Ws

2

2 0 10

6 *

Pa 0.011 [MPa];

Presiunea incarcaturii proaspete la sfarsitul admisiei:pa p0 Pa *pa 0.089 [MPa];Presiunea gazelor reziduale:cr 1.1 - coeficient al presiunii gazelor reziduale;pr cr p0 *pr 0.11 [MPa]; Coeficientul gazelor reziduale:

T 20Tr 604 [K];

1 0.97

2 1.14

17

T0 T

Tr

1 pr

2 pa 1 pr *

4

Page 5: termic bun11

0.034Temperatura incarcaturii proaspete la sfarsitul cursei de admisie:

Ta

T0 T Tr

1 *

Ta 322.619 [K];Coeficientul de umplere:

v

T0

T0 T

1

1

1

p0 2 pa pr *

v 0.944

1.4.2. Procesul comprimarii

Calculul procesului de comprimare are ca scop determinarea exponentului mediu n1, al politropei de comprimare, a presiunii pc si temperaturii Tc a fluidului de lucru, precum si a caldurii specifice molaremedii a gazelor la sfarsitul comprimarii.

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

La inceput (portiunea ANH), exponentul politropic n1este mai mare decat exponentul adiabatic k1 din cauza transferului de caldura cu peretiicilindrului de catre amestecul proaspat. In momentul H temperaturile fluidului de lucru si cilindrului se egalizeaza, exponentul politropic fiind acelasi cu exponentul adiabatic. In continuare, temperature amestecului proaspat devine mai mare ca a cilindrului, transferal caldurii se inverseaza si exponentul politropic devine inferior

5

Page 6: termic bun11

celui adiabatic (portiunea HMC). Luarea in consideratie a variatiei exponentului politropicreal n1r ar complica calculele; totodata impunerea din proiectare a caracterului modificarii lui n1 ar fi deosebit de dificila, aceasta fiind legata de dependete complexe si de existenta unui volum mare de dateexperimentale. De aceea in calcule se considera ca presiunea evolueaza dupa o politropa cu exponentul n1 constatnt (curba cu linie continua), pentru parcurgerea careia se consuma acelasi lucru mecanic ca si in situatia reala, cand n1r este variabil.

Determinarea exponentului adiabatic k1, al procesului de comprimare:

k1 18.315

aa 103

ba Ta 1 k1 1

546

, tinand cont de

valorile:aa 20.6

ba 2.638

k1 18.315

20.6 0.002638 330.009 1 k1 1

256

Solutiile acestei ecuatii in functie de Ta si sunt prezentate grafic in figura de mai jos:

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

n1 k1 0.02 . .. k1 0.02 Diferenta intre k1 si n1 trebuie apreciata prin prisma schimbului de

caldura a fluidului de lucru cu peretii in procesul comprimarii.k1 1.369

n1 1.384

Puterea calorica inferioara a combustibilului :

Hi 33.91 C 125.60 H 10.89 O S2 2.51 9 H H2O( ) 103 *

Hi 4.244 104 [kJ/kg];

Caldura schimbata cu peretii pe cursa comprimarii :vc 0.01

Fractiunea de caldura care se pierde pe cursa de comprimare:

6

Page 7: termic bun11

Qc vc Hi *Qc 424.374 [kJ/kg.conb];Presiunea si temperatura fluidului de lucrula sfarsitul comprimarii :

pc pa n1

*

Tc Ta n1 1

*pc 4.489 [MPa];Tc 957.597 [K]; tc Tc 273 *tc 684.597 [°C];

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

mcv aa 103

ba tc *mcv 22.406 [kJ/kmol.grad];Caldura specifica molara medie la volum constant a gazelor

reziduale in intervalul t0...tc, prin interpolarea datelor apropiate din tabel :

mcv.st.inftc 24.218

mcv.dr.inftc 24.109

st 1.4

mcv.st.suptc 24.602

mcv.dr.suptc 24.488

dr 1.6

da

st

dr stmcv.dr.suptc mcv.st.suptc mcv.st.inftc mcv.dr.inftc

mcv.st.suptc mcv.st.inftc

tc 700

100 *

db

st

dr stmcv.dr.inftc mcv.st.inftc mcv.st.inftc *

mcv2 da db *mcv2 24.105 [kJ/kmol.grd];Se determina apoi caldura specifica molara medie la volum

constant a fluidului de lucru in intervalul t0...tc :

7

Page 8: termic bun11

mcv11

1 mcv mcv2 *

mcv1 22.462 [kJ/kmol.grd];

1.4.3. Procesul arderii

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

Scopul calculului procesului de ardere consta in determinarea temperaturii si presiunii fluidului de lucru la sfarsitul fazei principale a arderii, iar la MAC si a volumului delimitat de pozitiile pistonului pentru care fluidul de lucru isi mentine aceesi presiune. Pentru calculul procesului de ardere trebuie cunoscuti in prealabil coeficientii variatiei molare ai amestecului proaspat si amestecului real, puterea calorica inferioara a amestecului si caldura specifica molara medie a fluidului de lucru dupa ardere.

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

0

M2

M1 *

0 1.042

r

0

1 *

r 1.041

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

Hia

Hi

M1 1 *

Hia 5.478 104 [kJ/kmol amestec];

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

8

Page 9: termic bun11

C11

M239.123 MCO2 23.723 MO2 26.67 MH2O 21.951 MN2 *

D110

3

M23.349 MCO2 1.55 MO2 4.438 MH2O 1.457 MN2 *

C1 24.044

D1 1.879 103

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

a tz2 b tz c =0

a r D1 *b r C1 8.315 * z 0.8 - coeficientul de utilizare al caldurii in procesul arderii;

z 2 - raportul de crestere a presiunii in procesul arderii;

c z Hia mcv1 8.315 z tc 2270 z r *

a 1.956 103

b 33.68

c 5.741 104

b2

4 a c *

tz1b

2 a *

tz2b

2 a *

tz1 1.563 103

tz2 1.878 104 rezulta:

tz tz1

tz 1.563 103 [°C];

9

Page 10: termic bun11

mcvtz C1 D1 tz *Tz tz 273 *

Tz 1.836 103 [K];

mcvtz 26.981

Coeficientul de utilizare a caldurii in procesul arderii ζz reprezinta

raportul dintre cantitatea de caldura QZ degajata prin arderea unitatii de

combustibil, folosita pentru producerea lucrului mecanicexterior si

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

pana la sfarsitul arderii vizibile (sfarsuitul fazei principale a arderii), catre

puterea calorica inferioara Hi a combustibilului. Marimea acestui

coefficient depinde de modul de formare a amestecului, calitatea arderii

– apreciata prin caracteristicile pulverizarii si eficienta turbulentei dirijate,

compactitatea camerei de ardere si intensitatea racirii ei, sarcina

motorului, coeficientul excesului de aer, turatie, etc.

Coeficientul de utilizare a caldurii pentru

diversetipuri de motoare Tabelul 3Tipul motorului ζz

MAS cu combustibil lichid 0.85…0.95MAS cu combustibil gazos 0.8…0.85MAC cu injectie directa cu miscare turbulenta a aerului putin intensa 0.8…0.9MAC cu injectie directa cu miscare turbulenta realizata in perioada arderii

0.75…0.88

MAC cu injectie directa cu ardere peliculara (MAN) 0.75…0.85MAC cu injectie directa cu aspir. aer comb. gazos si injectie combustibil lichid

0.75…0.85

MAC cu injectie directa supraalimentate 0.85…0.90MAC camera divizata cu camera de vartej 0.70…0.80MAC camera divizata cu camera de precombustie 0.65…0.85MAC in 2 timpi cu pompa separate de baleiaj 0.82…0.85MAC in 2 timpi cu baleaiaj prin carter 0.80…0.83

10

Page 11: termic bun11

Se calculeaza presiunea maxima a fluidului si gradul destinderii prealabile:

pz z pc *

z

r Tz

z Tc *

pz 8.978 [MPa];

z 0.998

1.4.4 Procesul destinderii

Prin calculul procesului destinderii se urmareste determinarea exponentului mediu n2 al politropei de destindere, a presiunii si temperaturii fluidului de lucru la sfarsitul destinderii; totodata se poate aprecia corectitudinea estimarii initiale a temperaturii gazelor reziduale, diferenta intre aceasta si valoarea rezultata din calculul destinderii reflectand calitatea concordantei intre ciclul de calcul rotunjit si ciclul real al motorului.

La MAC, scadeea presiunii pe cursa de destindere incepe dupa o mica crestere a volumului descries de piston, cand se termina arderea la p = ct, procesul fiind considerat ca o destindere prealabila; dupa acest process se desfasoara destinderea propriuzisa, cu scadere de presiune, pe parcursul careia se defineste gradul destinderii finale.

Pentru stabilirea gradului destinderii finale se foloseste relatia:

11

Page 12: termic bun11

z *

17.041

Ca si in cazul procesului de comprimare, evolutia presiunii fluidului de lucru in functie de volumul descries de piston are loc in realitate dupa o politropa cu exponent variabil. In general, datorita temperaturii mai mari a fluidului de lucru fata de cea a peretilor, are loc o cedare a caldurii de la gazelle fiebinti la pereti. In prima parte a procesului (incepand din punctual z, fig. ) se continua arderea unei parti de combustibil si are loc recombinarea moleculelor ce au fost dissociate in primele faze ale arderii, fenomene insotite de aport de caldura.

Din aceasta cauza, la inceput (intervalul ZMH), exponentul politropic al detentei reale n2r (curba cu linie intrerupta) este mai mic decat exponentul adiabatic k2 (curba cu linie punct) si chiar este subunitar. In continuare suprafata de schimb de caldura creste si totodata o parte din gazee fierbinti se scurg prin neetanseitatiledintre piston si cilindru. In calcule se considera ca destinderea decurge dupa o politropa cu exponent constant care tine seama de schimbul real de caldura, in asa fel incat lucrul mecanic care se obtine sa aiba aceeasi valoare cu lucrul mecanic al procesului real.

Exponentul adiabatic al procesului de destindere:k2 1.278

Exponentul politropic mediu al destinderii:n2 1.314

Calculul presiunii si temperaturii la sfarsitul cursei de destindere:

pd

pz

n2

*

Td Tz 1 n2

*pd 0.216 [MPa];Td 753.535 [K];Temperatura gazelor evacuate:

12

Page 13: termic bun11

Tr1

Td

pd

pr

1

3

*

Tr1 601.495 [K];Eroarea de estimare a temperaturii Tr, este:

Tr

Tr1 Tr

Tr100 *[%];

Tr 0.415 [%];

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

1.5 Parametrii indicati si efectivi

Lucrul mecanic dezvoltat de piston pe parcursul unui ciclu real, ca urmare a transformarii caldurii, cat si gradul conversiei energiei termice in energie mecanica pot fi apreciate prin parametrii indicate ai ciclului. In acest scop se utilizeaza urmatoarele notiuni: presiunea medie indicata a ciclului, puterea indicat, momentul motor indicat, randamentul indicat, consumul indicat de combustibil si consumul specific indicat de caldura.

Presiunea medie indicata a ciclului nerotunjit se stbileste cu relatia:

pi1

pc

1

z z

n2 11

1

n2 1

1

n1 11

1

n1 1

z z 1

*

pi1 0.565 [MPa];pi1 0.933 [MPa];

Presiunea medie indicata a ciclului rotunjit: r 0.95 - coeficient de plenitudine;

pi r pi1 *pi 0.886 [MPa];

13

Page 14: termic bun11

i 8.315M1 pi T0

Hi v p0 *

i 0.404 - randamentul indicat;ka 1.40 - exponentul adiabatic al aerului;

t 11

ka 1

z z

ka 1

z 1 ka z z 1 *

t 0.678 - randamentul termic;

r

i

t *

r 0.595 - randamentul relativ;

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

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

gi3600

i Hi *

gi 0.21 [kg/kwh];q 0.1 - proportie necesara pentru aprinderea combustibilului gazos;

vi3600 1 q( )

i Hi *

Consumul indicat de caldura:

Qi3600

i *

Qi 8.919 103 [kJ/kvh];

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

wpm 12 [m/s] - viteza medie a pistonului;pm 0.09 0.012 wpm *

14

Page 15: termic bun11

pm 0.234 [MPa];Presiunea medie efectiva:pe pi pm *pe 0.652 [MPa];Randamentul mecanic al motorului:

m

pe

pi *

m 0.736

Puterea efectiva si momentul motor efectiv

Vt 5.5 [dmc];n 3000 [rpm];i 6 cilindri;

Pe

pe Vt n

30 *

Pe 114.207 [KW];

n30

*

Me

3 104 Pe

n *

Me 363.533 [Nm];

e m i *e 0.297

Consumul specific efectiv de cobustibil:

ge

gi

m *

ge 0.286 [kg/kwh];Consumul specific efectiv de caldura:

Qe3600

e *

15

Page 16: termic bun11

Qe 1.212 104 [kJ/kwh];

Consumul orar de combustibil:Ch ge Pe *Ch 32.613 [kg/h];Consumul orar de caldura:Qh Qe Pe *

Qh 1.384 106 [KJ/h];

Cursa pistonului:

S30 wpm

n *

S 0.12 [m];

i S

3

103

4 Vt *

1.217Alezajul:

DS

D 0.099 [m];

Puterea litrica:

DS

D 0.099 [m];Cilindreea unitara:

Vh

Vt

6 *

Vh 0.917 [dmc];Volumul spatiului de comprimare:

Vc

Vh

1 *

Vc 0.057 [dmc];Vz z Vc *

16

Page 17: termic bun11

Vz 0.057 [dmc];1.6 Bilantul termic al motorului

Bilantul termic al motorului consta in evidentierea tuturor cantitatilor de caldura care se transforma in energie mecanica sau se pierde in urma unor procese termice bine conturate. In mod obisnuit bilantul termic se determina pe cale experimentala, pentru orice conditii de exploatare a motorului, dar totdeauna pentru un regim de exploatare stabil. Bilantul termic poate fi estimate si pe cale analitica urmarindu-se indepartarea eventualelor cause care conduc la utilizarea neeconomica a caldurii in motor, precum si pentru obtinerea unor date referitoare la dimensionarea suprafetelor de racier a motoruluisau la dimensionarea instalatiei de recuperare a caldurii din gazele evacuate.

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

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

Q0 – cantitatea de caldura obtinuta prin arderea combustibilului consumat de motor timp de o secunda, denumit current “caldura disponibila”;

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

in procesele comprimarii si destinderii;Q3 – cantitatea de caldura angrenata cu gazelle evacuate;Q4 – cantitatea de caldura care se pierde din cauza arderii

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

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

Caldura disponibila:

Q0

Hi Ch

3.6 *

Q0 3.844 105 [J/s];

Q1 1000 Pe

vc 0.01

vd 0.08

17

Page 18: termic bun11

Q21

m1

Pe 1000 Q0 vc vd *

Q1 1.142 105 [J/s];

Q2 7.557 104 [J/s];

tr Tr 273 *[°C];

aco2 27.941

bco2 19

cco2 5.487

ao2 20.930

bo2 4.641

co2 0.840

ah2o 24.953

bh2o 5.359

ch2o 0

an2 20.398

bn2 2.5

cn2 0

mcvtr1 aco2 103

bco2 tr 106

cco2 tr2 MCO2 *

mcvtr2 ao2 103

bo2 tr 106

co2 tr2 MO2 *

mcvtr3 ah2o 103

bh2o tr 106

ch2o tr2 MH2O *

mcvtr4 an2 103

bn2 tr 106

cn2 tr2 MN2 *

mcvtr1

M2mcvtr1 mcvtr2 mcvtr3 mcvtr4 *

mcvtr 22.898 [kJ/kmolgrd];Caldura specifica molara:t0 T0 273 *[°C];

mcva 20.6 103

2.638 t0 *mcva 20.653 [kJ/kmolgrd];Caldura extrasa cu gazele evacuate:

Q3

Ch

3.6M2 mcvtr 8.315 tr M1 mcva 8.315 t0 *

Q3 6.914 104 [J/s];

Intrucat >1, nu apar pierderi de caldura prin arderi imcomplete, deci Q4=0.

Q4 0 [J/s];Caldura reziduala:

18

Page 19: termic bun11

Q5 Q0 Q1 Q2 Q3 Q4 *

Q5 1.255 105 [J/s];

Stabilirea procentelor caldurii totale:

q1

Q1

Q0100 *

q1 29.707 [%];

q2

Q2

Q0100 *

q2 19.656 [%];

q3

Q3

Q0100 *

q3 17.984 [%];

q4

Q4

Q0100 *

q4 0

[%];

q5

Q5

Q0100 *

q5 32.653 [%];

1.7 Trasarea diagramei indicate

Prin diagrama indicate a unui motor cu ardere interna se intelege reprezentarea grafica a ciclului termodinamic real, definit prin variatia presiunii reale a gazelor din cilindru in functie de volumul descries de piston ori de cursa acestuia ; evident diagrama indicate se obtine numai pe cale experimentala, cu aparatura adegvata.

dse 40 -avans la deschiderea supapei de evacuare;

dse 540 dse *

rS

2 *

r 0.06 [m]; 0.27 - raportul intre raza manivelei si lungimea bielei;

lr

*

19

Page 20: termic bun11

l 0.222 [mm];

Vs D

2

4 S *

Cilindreea, [mc]:

Vs 9.167 104

VcVs

1 *

Volumul camerei de ardere, [mc]:

Vc 5.729 105

Va Vc Vs *Volumul total, [mc]:

Va 9.74 104

360Given

Vc D

2

4 1 cos deg

4

1 cos 2 deg

r Vc z

t Find t 360z ceil t 360z 0 -durata arderii la presiune constanta:

pc1z 1 S

2 *

i 0 720

V i( ) Vc D

2

4 1 cos i deg( )

4

1 cos 2 i deg( )( )

r *

s i( ) r 11

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

*

hc 2r

1 *

s3 r 11

cos 380 deg( )1

2sin deg 380( )

2

*

20

Page 21: termic bun11

p3 pdhc 2 rhc s3

n2

s2s r 11

cos 360z

2

deg

1 2

sin deg 360z

2

2

s4 r 11

cos dse deg 1

2sin deg dse 2

*

pstpd pr

2 *

p4 pdhc 2 rhc s4

n2

s5 r 11

cos dse 540 deg 1

2sin deg dse 540

2

*

21

Page 22: termic bun11

p i( ) pa 0 i 180if

paVa

V i( )

n1

180 i 5if

pc1

pc1 paVa

V i( )

n1

5360 i( ) 5 i 360if

pc1 pz s i( )

s2s

2

2 pz pc1 s i( )

s2s

pc1 360 i 360

z

2if

pz 360z

2 i 360 zif

pdVa

V i( )

n2

360 z i dseif

pst pst2

p4 2 pst( ) p4 s4 s i( )( )pst p4( )

2

s4 2 r dse i 540if

pst pst2

pd pr s5 s i( )( )pst pr 2s5 2 r

540 i 540 dseif

pr otherwise

22

Page 23: termic bun11

0 2 104

4 104

6 104

8 104

0.0010

2

4

6

8

10

p i( )

Vc Va

V i( )

23

Page 24: termic bun11

CAPITOLUL 2

CALCULUL DINAMIC AL AUTOCISTERNEI ECHIPATA CU MOTORUL DIN PROIECT

2.1 Date despre autovehicul

Greutatea autovehiculului gol: G0 11750 [Kg];

Numarul de locuri: Nlocuri 2

Lungimea: Latimea: l 2500 [mm];

Inaltimea: H 3125 [mm];

Ampatament: A 4060 [mm];

Ecartament fata: Efata 2300 [mm];

Ecartamentspate: Espate 2300 [mm]; Tipul anvelopelor: 295/80 R 22.5Cilindreea: Vt 5.5

[dmc];

Randamentul transmisiei: tr 0.9

Viteza maxima:

vmax 90 [km/h];

ka- reprezinta coeficient de corectie:ka 0.98

As- reprezinta aria sectiunii transversale a autovehiculului:

As

Efata Espate

2H ka 10

6

As 7.044 [mp];Cx -reprezinta un coeficient de rezistenta a aerului:Cx 0.23

k -eprezinta un coeficient aerodynamic:k 0.06125 Cx Kg m

3 k 0.014 [Kg m

3 ];f -coeficientul de rezistenta la rulare:

24

Page 25: termic bun11

f 0.0165 1 0.0065 vmax 50

f 0.024Greutatea soferului si a pasagerului: Gs Nlocuri 75

Gs 150 [Kg];

Greutatea bagajelor:Gb 100 [Kg]; Greutatea totala a autovehicului:Ga G0 Gs Gb

Ga 12000 [Kg]; Puterea maxima a motorului:

Pvmax

Ga fk As vmax 2

13

360 trvmax

1

0.736

Pvmax 112 [CP]; Pvmax 112

Pmax 1 Pvmax

np 3000 [rpm]; Pmax 112 [CP]; Cuplul motor maxim: Mmax 36 [daN.m]; nM 1800 [rpm];

2.2 Caracteristica externa a motorului

Prin caracteristica externa se intelege functia de dependenta a puterii motorului si a momentului motor de viteza unghiulara de rotatie a arborelui cotit, la admisie totala, reglajele motorului si temperature de functionare fiind cele optime.Pentru determinarea caracteristicii externe se apeleaza la formule empirice care sa permita construirea curbelor cat mai exact, in functie de caracteristicile sale. Cu cat zona de stabilitate este mai mare, cu atat motorul este mai bun pentru propulsarea autovehiculului.

25

Page 26: termic bun11

Zona de functionare [nM, nmax] sau [nM, nr] se numeste zona de functionare stabila sau zona de stabilitate, deoarece odata cu cresterea sarcinii si scaderea turatiei, momentul motor produs creste si echilibreaza momentele rezistente suplimentare. Marimea zonei de stabilitate este caracterizata prin coeficientul de elasticitate; Momentul la putere maxima va fi:

Mp 955.4Pmax 0.736

np

Mp 26.252 [daN.m];

Ca

Mmax

Mp

Ca 1.371

Calculul coeficientului de elasticitate:

Ce

nM

np

Ce 0.6

Determinarea puterii maxime a motorului

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

Turatia de viteza maxima:nvmax 1.1np

nvmax 3300 [rot/min];

Kn

nvmax

vmax

Kn 36.667

nmin 600

nstabil nmin 200

n nstabil nvmax

P n( ) Pmax n

np

n

np

2

n

np

3

26

Page 27: termic bun11

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

Tipul motorului Motoare cu aprindere prin scanteie 1 1 1Motoare cu aprindere prin compresie in 2 timpi 0.87 1.13 1Motoare cu aprindere prin compresie in 4 timpi 0.53 1.56 1.09

1

M n( ) 955.4P n( ) 0.736

n [daN.m];

Trasarea curbei de putere si de moment

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

500 1000 1500 2000 2500 3000 350030

40

50

60

70

80

90

100

110

120

P n( )

M n( ) 3

n

27

Page 28: termic bun11

2.3 Etajarea cutiei de viteze

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

Din simbolizarea acestora rezulta imediat urmatoarele domensiuni:Latimea pneului:

Bs 0.295 [m];

Inaltimea talonului:

H 0.8 Bs

H 0.236 [m];

Diametrul jantei:

Dj 0.0254 22.5

Dj 0.571 [m];

Diametrul nominal al rotii: Dns Dj 2 H

Dns 1.043 [m];

Coeficientul de deformare a pneului: 0.935

Raza nominala: rn

Dns

2

rn 0.522 [m];

Raza de rulare: rr rn

rr 0.488 [m];

Raportul de transmitere al transmisiei principale se determina din conditia ca, in priza directa, autovehiculul sa se depalaseze pe un drum orizontal cu viteza maxima impusa prin tema de proiectare, motorul functionand pe caracteristica de turatie la sarcina totala.

28

Page 29: termic bun11

i0

3.6 rr nvmax

30 vmax

i0 6.743

Determinarea raportului de transmitere in treapta I

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

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

Panta maxima: max 18

Viteza critica in prima treapta este:Ftmax Ga sin max deg cos max deg f

Ftmax 3982.108 [daN];

icv1 Ftmax

rr

Mmax i0 tr

icv1 8.891

Determinarea numarului de trepte ale cutiei de viteze

Alegem turatia minima si maxima:n1 nM

n1 1800 [rot/min];n2 np

n2 3000 [rot/min]; Rapoartele cutiei de viteze formeaza o progresie geometrica de ratie:

qmax

n1

n2

qmax 0.6

Numarul treptelor de viteza rezulta a fi:

29

Page 30: termic bun11

kmin 1log icv1 log qmax

1

kmin 6.278

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

Determinarea rapoartelor de transmitere a celorlalte trepte de

viteza nc kmin

qt

nc 11

icv1

qt 0.579

icv2 icv1 qt

icv2 5.149

icv3 icv2 qt

icv3 2.982

icv4 icv3 qt

icv4 1.727

icv5 icv4 qt

icv5 1

Adoptam pentru treapta de mers inapoi:icvmi 3.07

Determinarea vitezelor minime si maxime din fiecare treapta de viteza

Vitezele maxime si minime, calculate cu formulele de mai jos, pentru fiecare treapta a cutiei de viteze sunt prezentate in tabelul 2.2.

Vmin 0.377rr nM

i0 icv

Vmax 0.377rr nvmax

i0 icv

Tabelul 2.2

30

Page 31: termic bun11

Treapta Viteza minima Viteza maxima

I 5.521 10.122

II 9.534 17.479

III 16.464 30.184

IV 28.43 52.121

V 49.092 90.002

VI (de mers inapoi) 15.991 29.317

2.4 Conditii de autopropulsare

Determinarea rezistentei la inaintare a autovehiculului

Rezistentele la inaintare ale autovehiculului sunt forte care se opun deplasarii lui.

Aceste rezistente sunt:- rezistenta la rulare a rotii;- rezistenta aerului;- rezistenta la demaraj.Rezistenta la rulare Rrf 0.024Ga 12000 [Kgf];Rr f Ga

Rr 288 [daN]; Pentru o cale de rulare incinata:Rr f Ga cos max deg

Rr 273.904 [daN];Rezistenta la panta:Rp Ga sin max deg

Rp 3708.204 [daN];

31

Page 32: termic bun11

R Rr Rp Ra

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

Ra1

k As V1max 2

13

Ra1 0.782 [daN];

Ra2

k As V2max 2

13

Ra2 2.332 [daN];

Ra3

k As V3max 2

13

Ra3 6.954 [daN];

Ra4

k As V4max 2

13

Ra4 20.736 [daN];

Ra5

k As V5max 2

13

Rami

k As Vmimax 2

13

Rami 6.56 [daN];

Fortele la rotile motoare

Caracteristica fortei la roata sau caracteristica de tractiune reprezinta curbele de variatie ale acesteia in functie de viteza autovehiculului pentru fiecare treapta de viteza utilizata. Pentru studiul performantelor autovehiculului pe un anumit drum caracterizat de unghi de inclinare longitudinala si un coeficient de rezistenta la rulare f, caracteristica fortei la roata se completeaza impreuna cu curbele bilantului de tractiune. Se va calcula forta la roata pentru 3 regimuri de functionare a autovehiculului: regim nominal, regim de suprasarcina si regim de mers

32

Page 33: termic bun11

in gol. a) regim nominal - corespund functionarii motorului la Pmax

Frn1

Mp i0 icv1 tr

rr

Frn1 2903.825 [daN];

Frn2

Mp i0 icv2 tr

rr

Frn2 1681.624 [daN];

Frn3

Mp i0 icv3 tr

rr

Frn3 973.84 [daN];

Frn4

Mp i0 icv4 tr

rr

Frn4 563.957 [daN];

Frn5

Mp i0 icv5 tr

rr

Frn5 326.592 [daN];

Frnmi

Mp i0 icvmi tr

rr

Frnmi 1002.636 [daN];

b) regim de suprasarcina - functionarea motorului la Mmax

Frs1

Mmax i0 icv1 tr

rr

Frs1 3982.108 [daN];

Frs2

Mmax i0 icv2 tr

rr

Frs2 2306.066 [daN];

33

Page 34: termic bun11

Frs3

Mmax i0 icv3 tr

rr

Frs3 1335.458 [daN];

Frs4

Mmax i0 icv4 tr

rr

Frs4 773.373 [daN];

Frs5

Mmax i0 icv5 tr

rr

Frs5 447.865 [daN];

Frsmi

Mmax i0 icvmi tr

rr

Frsmi 1374.947 [daN];

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

Mr M nstabil [daN.m];

Frg1

Mr i0 icv1 tr

rr

Frg1 3471.684 [daN];

Frg2

Mr i0 icv2 tr

rr

Frg2 2010.475 [daN];

Frg3

Mr i0 icv3 tr

rr

Frg3 1164.28 [daN];

Frg4

Mr i0 icv4 tr

rr

Frg4 674.242 [daN];

34

Page 35: termic bun11

Frg5

Mr i0 icv5 tr

rr

Frg5 390.458 [daN];

Frgmi

Mr i0 icvmi tr

rr

Frgmi 1198.707 [daN];

Suma rezistentelor de calculeaza cu relatia:

R Rp Rr Ra

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

max f cos max deg sin max deg

vit 0 vmax

Rezd vit( ) f Gak As vit

2

13

Rez vit( ) max Gak As vit

2

13

35

Page 36: termic bun11

0 20 40 60 80 100

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

Fr1 n( )

Fr2 n( )

Fr3 n( )

Fr4 n( )

Fr5 n( )

Frmi n( )

Rezd vit( )

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

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

2.5 Bilantul de putere al autovehiculului

Bilantul de putere al autovehicolului reprezinta egalitatea dintre puterea la rotile motoare PR si suma puterilor necesare invingerii rezistentelor la inaintare a autovehicolului.

PR Pe m

PR Pr Pp Pa Pd P

Pr-puterea necesara invingerii rezistentei la rulare;Pp-puterea necesara invingerii fortei de greutate de-a lungul

36

Page 37: termic bun11

rampei (pantei);Pa -puterea necesara invingerii rezistentei aerului;Pd -puterea necesara invingerii rezistentei la demaraj;P-puterea consumata datorita patinarii rotilor motoare ale

autovehiculului;Calculul puterii necesara invingerii rezistentei la rulare Pr

Se va calcula puterea necesara invingerii rezistentei la rulare pentru si

Pentru grade avem:

Pro1

f Ga cos 0 deg( )

360 trV1max

Pro1 8.998 [KW];

Pro2

f Ga cos 0 deg( )

360 trV2max

Pro2 15.537 [KW];

Pro3

f Ga cos 0 deg( )

360 trV3max

Pro3 26.83 [KW];

Pro4

f Ga cos 0 deg( )

360 trV4max

Pro4 46.33 [KW];

Pro5

f Ga cos 0 deg( )

360 trV5max

Promi

f Ga cos 0 deg( )

360 trVmimax

Promi 26.059 [KW];

37

Page 38: termic bun11

Pentru grade avem:

Pr1

f Ga cos max deg

360 trV1max

Pr1 8.557 [KW];

Pr2

f Ga cos max deg

360 trV2max

Pr2 14.777 [KW];

Pr3

f Ga cos max deg

360 trV3max

Pr3 25.517 [KW];

Pr4

f Ga cos max deg

360 trV4max

Pr4 44.062 [KW];

Pr5

f Ga cos max deg

360 trV5max

Pr5 76.086 [KW];

Prmi

f Ga cos max deg

360 trVmimax

Prmi 24.784 [KW];Calculul puterii necesara invingerii fortei de greutate de-a lungul

pantei

Pentrut grade avem Pp = 0; Pentrut grade avem:

Pp1

Ga cos max deg

360 trV1max

Pp1 356.558 [KW];

Pp2

Ga cos max deg

360 trV2max

38

Page 39: termic bun11

Pp2 615.703 [KW];

Pp3

Ga cos max deg

360 trV3max

Pp3 1063.194 [KW];

Pp4

Ga cos max deg

360 trV4max

Pp4 1835.921 [KW];

Pp5

Ga cos max deg

360 trV5max

Pp5 3170.263 [KW];

Ppmi

Ga cos max deg

360 trVmimax

Ppmi 1032.659 [KW];Calculul puterii necesare invingerii rezistentei aerului

Rezistenta aerului:

Ra1

k As V1max 2

13

Ra1 0.782 [daN];

Ra2

k As V2max 2

13

Ra2 2.332 [daN];

Ra3

k As V3max 2

13

Ra3 6.954 [daN];

Ra4

k As V4max 2

13

Ra4 20.736 [daN];

39

Page 40: termic bun11

Ra5

k As V5max 2

13

Ra5 61.83 [daN];

Rami

k As Vmimax 2

13

Rami 6.56 [daN]; Puterea necesara invingerii rezistentei aerului:

Pa1

k As V1max 2

360 trV1max

Pa1 0.318 [KW];

Pa2

k As V2max 2

360 trV2max

Pa2 1.636 [KW];

Pa3

k As V3max 2

360 trV3max

Pa3 8.422 [KW];

Pa4

k As V4max 2

360 trV4max

Pa4 43.364 [KW];

Pa5

k As V5max 2

360 trV5max

Pa5 223.281 [KW];

Trasarea graficului de variatie al puterilor efective ale motorului autovehiculului.

j 1 kmin

40

Page 41: termic bun11

Pami

k As Vmimax 2

360 trVmimax

ikj icv1

kmin j

kmin 1

Pami 7.717

ikmi icvmi

vj n 0.377rr n

i0 ikj

vmin 0.377rr n

i0 ikmi

P j nM n( ) i0 ikj tr

rr 360vj n

Pmi n( )M n( ) i0 ikmi tr

rr 360vmin

Suma puterilor rezistentelor la inaintare pe drum drept:

PRez vit( ) f Gak As vit

2

13

vit

360 tr

Suma puterilor rezistentelor la inaintare pe drum cu panta maxima:

PRez1 vit( ) max Gak As vit

2

13

vit

360 tr

41

Page 42: termic bun11

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000

10

20

30

40

50

60

70

80

P1 n

P2 n

P3 n

P4 n

P5 n

Pmi n( )

PRez vit( )

PRez1 vit( )

v1 n v2 n v3 n v4 n v5 n vmin vit vit

2.6 Reactiunile caii de rulare asupra rotilor autovehiculului

Calea de rulare reactioneaza asupra rotilor, raspunzand solicitarilor acestora dupa cum autovehicolul se afla in stare stationara sau de miscare. Reactiunile caii de rulare sunt normale la suprafata de contact sau tangentiale (longitudinala sau transversale); reactiunile normale din plan longitudinal sunt egale si de sens contrar sarcinilor pe puntile autovehicolului, iar cele din plan transversal vor avea valori egale sau diferite intre rotile din stanga si din dreapta ale aceleasi punti. Reactiunile normale in plan longitudinal: sunt determinate de repartitia statica a masei autovehicolului pe punti, repartitie care depinde de pozitia centrului de masa si de inclinare caii de rulare.

42

Page 43: termic bun11

Pentru puntea motoare fata avem:f 0.024Coeficientul de rezistenta la rulare:s2 f

0.7Coeficientul de aderenta:s1

bA

2

aA

2

b 2030 [mm]; a 2030 [mm]; A 4060 [mm]; H 3125 [mm]; Inaltimea centrului de greutate se considera:

hgH

2

hg 1562.5 [mm]; Reactiunile nornale ale caii de rulare:

z1

a

Acos max deg

1hg

A f

Ga

z1 7910.452

z2

b

A

hg

A

cos max deg

1hg

A f

Ga

z2 3648.355

Coeficientii de incarcare dinamica vor fi:

m1cos max deg

1hg

A

43

Page 44: termic bun11

m1 1.302

m2

1hg

b

1hg

A

cos max deg

m2 0.6

Forta de tractiune specifica:

t1max

z1

Ga

t1max 0.461

In cazul incarcarii simetrice si a lipsei fortelor transversale, reactiunile normale se pot determina cu usurinta folosind conditia de simetrie. Insa chiar si in acest caz are loc la deplasarea autovehicolului, o redistrubuire a reactiunilor normale pe punti din cauza momentului transmis de arbori, determinarea reactiunilor normale se face prin considerarea elasticitatii suspensiilor si cadrului, problema fiind static nedeterminata, calculele si verificarile experimentale arata, insa, ca modificarile de reactiuni normale sub efectul momentului motor sunt destul de mici. In cazul incarcarii nesimetrice sau al actiunii fortelor laterale, determinarea reactiunilor normale constituie o problema static nedeterminata, pentru a carei rezolvare trebuie sa sa tina seama de deformarile ce apar, cum sunt cele ale suspensiei, cadrului, caroseriei, pneurilor.

2.7 Caracteristica dinamica a autovehiculelor

Performantele dinamice ale autovehiculelor depend de greutatea autovehiculului. Pentru a se lua in consideratie influenta greutatii asupra performantelor autovehiculului se utilizeaza notiunea de factor dinamic. Caracteristica dinamica a autovehiculelor reprezinta graficul ce contine variatia factorului dinamic in functie de viteza acestuia, pentru toate treptele de viteza.

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

44

Page 45: termic bun11

Dk

FrK S V

213

Ga

unde:

Fr -reprezinta forta la roata in [N];

S -reprezinta aria sectiunii transversale in [m2];

K -reprezinta coeficientul de rezistenta al aerului;

Viteza este in [Km/h];Ga-reprezinta greutatea totala;

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

Frmax z1

unde: z1 7910.452

De aici rezulta ca, factorul dinamic limitat de aderenta are expresia:

D

z1 k As V

2

13

Ga

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

D z1

Ga

D 0.461

Rampa maxima pe care o poate urca autovehiculul se determina cu relatia:

h D f 100

h 43.744 %

45

Page 46: termic bun11

0 20 40 60 800

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

Dk1 n( )

Dk2 n( )

Dk3 n( )

Dk4 n( )

Dk5 n( )

Dkmi n( )

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

2.8 Demarajul autovehiculelor pe roti

2.8.1 Determinarea curbelor acceleratiei autovehicolului Valoarea acceleratiei unui autovehicul in timpul demarajului este importanta pentru efectuarea depasirilor si pentru incadrarea in cerintele traficului rutier modern.

Acceleratia autovehiculului, caracterizeaza in general, calitatile lui dinamice, in conditii egale, cu cat acceleratia este mai mare cu atat creste viteza medie de exploatare.

Acceleratiile autovehicululuidepind de valoarea factorului dinamic si de coeficientul maselor aflate in miscare de rotatie la la treptele de viteza considerate.

Valoarea acceleratiei pentru fiecare treapta de viteza se calculeaza cu relatia:

a Dk g

unde:

Dk-reprezinta factorul dinamic;

g -reprezinta acceleratia gravitationala;

46

Page 47: termic bun11

g 9.8 -reprezinta coeficient de influenta al maselor aflate in miscarea

de rotatie; -reprezinta rezistenta totala a drumului.

1 ar am icvi2

unde:

ar-reprezinta coeficientul de influenta al rotilor;ar 0.03

am-reprezinta coeficientul de influenta al motorului;am 0.05

icv1 8.891

1 1 ar am icv12

1 4.983

2 1 ar am icv22

2 2.356

3 1 ar am icv32

3 1.475

4 1 ar am icv42

4 1.179

5 1 ar am icv52

5 1.08

mi 1 ar am icvmi2

mi 1.501

In aczul autocamioanelor care au volant cu masa mare, la cuplarea treptei I-a, o mare parte din energia livrata de motor este consumata pentru invingerea momentului de inertie al volantului. Ca urmare valoarea acceleratiei in treapta I-a, in care raportul de transmitere este mare, acceleratia devine mai mica decat in treapta a – II – a in care raportul de transmitere este mai mic si efectul momentului de inertie al volantului se reduce.

47

Page 48: termic bun11

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

0

0.2

0.4

0.6

0.8

a1 n( )

a2 n( )

a3 n( )

a4 n( )

a5 n( )

ami n( )

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

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

2.8.2 Timpul de accelerare

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

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

na nM 1.1nvmax

V1a na 0.377rr na

i0 icv1

1000

3600

V2a na 0.377rr na

i0 icv2

1000

3600

V3a na 0.377rr na

i0 icv3

1000

3600

48

Page 49: termic bun11

V4a na 0.377rr na

i0 icv4

1000

3600

V5a na 0.377rr na

i0 icv5

1000

3600

Vmia na 0.377rr na

i0 icvmi

1000

3600

Folosind curbele de variatie a acceleratiei obtinute cu ajutorul caracteristicii dinamice se construiesc curbe ale inversului acceleratiei in functie de viteza

0 5 10 15 200

5

10

15

20

25

30

1

a1 na 1.3

1

a2 na 1

a3 na 1

a4 na 1

a5 na 1.4

1

ami na

V1a na V2a na V3a na V4a na V5a na Vmia na

2.8.3 Spatiul de demaraj

49

Page 50: termic bun11

Spatiile de demaraj (metri):sd1 na td1 na

sd2 na td1 na td2 na

sd3 na td1 na td2 na td3 na

sd4 na td1 na td2 na td3 na td4 na

sd5 na td1 na td2 na td3 na td4 na td5 na

0 5 10 15 200

100

200

300

400

500

600

sd1 na sd2 na sd3 na sd4 na sd5 na 0.9

V1a na V2a na V3a na V4a na V5a na

CAPITOLUL 3

CALCULUL SI CONSTRUCTIA PISTONULUI

50

Page 51: termic bun11

3.1 Consideratii generale

Pistonul este piesa care constituie peretele mobil al camerei de ardere si care primeste forta rezultata din presiunea gazelor in timpul activ al ciclului motor si o transmite arborelui cotit prin intermediul bielei. De asemenea, pistonul evacueaza din cilindru gazelle rezultate din arderea combustibilului si asigura formarea peliculei de ulei pe suprafata de lucru a cilindrului, in scopul reducerii frecarii.

La miscarea pistonului participa segmentii, organelle de legatura cu biela – boltul (cand mecanismul motor nu are cap de cruce) sau tija pistonului si capul de cruce (cand mecanismul motor cuprinde si acest din urma organ) – si eventual, alte organe, de exemplu cele care asigura montajul sau functionarea boltului. Pistonul si piesele care-l insotesc in miscare formeaza grupul pistonului.

Partile componente ale pistonului sunt : capul, care vine in contact cu gazelle din cilindru; regiunea port – segmenti, cuprinzand mai multe canale circulare in care se monteaza segmentii; mantaua, care ghideaza pistonul in cilindru; locasurile boltului, numite si umerii pistonului. Distanta de la capul pistonului la axa orificiilor din umeri se numeste inaltime de comprimare.

Prin miscarea pistonului se realizeaza variatia de volum a cilindrului ceruta de schimbarea gazelor, comprimare si destindere; suplimentar la multe motoare in doi timpi, pistonul comanda deschiderea si inchiderea ferestrelor de distributie si poate servi ca pompa de baleiaj. Capul pistonului contine frecvent o parte a camerei de ardere, in alte cazuri fiind profilat corespunzator crearii unei miscari organizate a gazelor.

Pentru functionare este necesara etansarea cilindrului. Deoarece pistonul primeste caldura de la gazelle de ardere, el trebuie sa aiba joc in cilindru, pentru a se putea dilate. In consecinta, etansarea nu poate fi realizata de piston, ci revine segmentilor. Sub capul pistonului se monteaza segmentii de comprimare, care controleaza scaparile de gaze din cilindru in carter, iar in comtinuare se dispun segmentii de ungere, care limiteaza vehicularea de ulei in sens invers. Segmentii de comprimare asigura si evacuarea spre cilindru a unei parti din caldura acumulata de piston.

Pistoanele sunt deci expuse solicitarilor mecanice provocate de fortele din mecanism si uneori importante solicitari datorate dilatarilor inegale.

51

Page 52: termic bun11

Calculul si costructia pistonului consta in urmatoarele etape:- alegerea materialului;- dimensionarea prealabila;- verificarea la solicitari.

3.2 Alegerea materialului pentru piston

Materialele utilizate pentru constructia pistoanelor trebuie sa indeplineasca mai multe cerinte, dintre care enumeram: rezistenta mecanica inalta, care sa se conserve la temperature de functionare; densitate cobarata, pentru a dezvolta forte de inertie moderate; duritate ridicata si bune proprietati antifrictiune, in vederea limitarii uzurilor; coefficient de dilatare scazut, permitand adoptarea jocurilor de montaj mici; conductivitate termica inalta, pentru a asigura evacuarea caldurii; cost redus, prelucrabilitate si rodare usoara.

Cel mai vechi material, utilizal larg in trecul, este fonta. Ulterior s-au raspandit tot mai mult aliajele din aluminiu

Se va utiliza un aliaj de aluminiu hipereutectic, ATC Si18CuMgNi*KS 281. Acest aliaj de aluminiu este pe baza de siliciu, gasindu-se in proportie de pana la 18% . C resterea continutului de siliciu reduce substantial coeficientul de dilatare si imbunatateste proprietatile mecanice si anticorozive ale materialului. Aliajele hipereutectice corespund cel mai bine cerintei de a avea coeficientul de dilatare cat mai apropiat de cel al materialului cilindrului, permitand adoptarea jocurilor mici. Avand si calitati, antifrictiune si stabilitate termica ridicata, aliajele hipereutectice se utilizeaza mai ales pentru pistoane greu solicitate termic sau mechanic. Deoarece conductivitatea scade la marirea continutului de siliciu, pistoanele din aluminiu hipereutectice se construiesc cu pereti grosi, fiind astfel recomandabile pentru MAC.

Caracteristicile aliajului:Masa specifica: 2.68 [kg/dmc];

Coeficientul de dilatare:

p 19.5 106

[1/K]; la 293-473 [K];

Conductivitatea termica:

134W

mK

[W/mK]; la 293 [K];

52

Page 53: termic bun11

Rezistenta de rupere la tractiune:

1t 180 220 [MPa]; la 293 [K];

1t 170 210 [MPa]; la 423 [K];

1t 100 140 [MPa]; la 523 [K];

Limita de curgere:

c 170 200 [MPa]; la 293 [K];

c 150 190 [MPa]; la 423 [K];

c 80 120 [MPa]; la 523 [K];

Rezistenta la oboseala (ciclu alternant simetric):

1 80 110 [MPa]; la 293 [K];

1 60 90 [MPa]; la 423 [K];

1 40 60 [MPa]; la 523 [K];

Duritatea Brinell:HB 90 125 la 293 [K];

HB 70 90 la 423 [K];

HB 30 45 la 523 [K];

Modulul de elasticitate:

E 8.1 104 [MPa]; la 293 [K];

E 7.5 104 [MPa]; la 423 [K];

Coeficientul contractiei transversale: 0.36 0.32 0.34

3.3. Dimensionarea prealabilaPistonul se schiteaza inital in raport cu solutiile constructive pe

care le alegem, pe baza datelor statistice existente în literatura de specialitate, in raport cu destinatia motorului.

Dimensiunile caracteristice ale pistonului sunt prezentate în figura urmatoare:

53

Page 54: termic bun11

Pistonul se dimensioneaza pe baza unor date statistice, funcţie de destinatia motorului, materialul utilizat si soluţia constructiva aleasa.

Cele mai multe informaţii provin de la motoarele usoare, a caror pistoane realizate in constructie unitara si solicitate aproximativ identic au permis stabilirea unor limite de valori ale dimensiunilor principale, după cum urmeaza:

Grosimea capului :D

0.14 0.17

0.17 D 16.83 [mm];

Lungimea pistonului:L

D0.8 1.5

L 1.32 DL 130.68 [mm];

Inaltimea de compresie:

54

Page 55: termic bun11

Hc

D0.55 0.85

Hc 75.735 [mm];lungimea mantalei:Lm

D0.5 1.0

Lm 0.9 DLm=90 [mm];Diametrul umarului:du

D0.3 0..5

du 0.5 Ddu 49.5 [mm];Distanta dintre bosaje:B

D0.32 0.42

B 0.393 D

B =39[mm];Grosimea R.P.S. :s

D0.05 0.10

s 0.275 Ds 27.225 [mm];Grosimea radiala a segmentului de compresie:ac

D0.04 0.045

ac 0.041 D

ac=4[mm];

Grosimea radiala a segmentului de ungere: au

D0.038 0.043

au 0.042 D ac=4.2[mm];

55

Hc 0.765 D

Page 56: termic bun11

Jocul radial intre segmentul de compresie si fundul canalului pentru segment:

ac 0.05 0.95

ac 0.5 [mm];

Jocul radial intre segmentul de ungere si fundul canalului pentru segment:

au 0.8 1.1

au 0.9 [mm];

Diametrul interior al pistonului:Di D 2 sDi 44.55 [mm];

H1

D0.10 0.18

H1 0.15 DH1 14.85 [mm];Inaltimea canalului port segment:h 1.5 3.50h 3 [mm];

Grosimea flancului:H2

D0.045 0.055

H2 0.055 DH2 5.445 [mm];Diametrul bolţului:d

D0.34 0.38

d 0.344 Dd 34.056 [mm];Diametrul interior al bolţului:di

d0.52 0.58

di 0.52 d

56

Page 57: termic bun11

di 17.709 [mm];

Lungimea boltului:l

D0.8 0.87

l 0.87 D

l=88[ mm];

Boltul este flotant.In functie de alezajul cilindrului se mai aleg urmatoarele

dimensiuni din grafice:

L=131 [mm]; H5 60 [mm];

D3=89 [mm]; H4 40

[mm];

D2=85[mm]; H3 37

[mm];

D1=76[mm];Masa pistonului se limiteaza, pe de o parte, pentru a realize un

consum ratioanal de metal, iar pe de alta parte, o masa coborata a pistonului previne valori inalte ale fortelor de inertie si ale momentelor acestora, chiar la turatii mari.

Aprecierea masei pistonului se face pa baza unor curbe statistice, in functie de alezaj.

Mp 1.43 [kg]

Alegerea boltului. Cand boltul este flotant in ambele imbinari, se prevad inele de siguranta din sirma care asigura boltul contra deplasarilor axiale.

La trasarea profilului unui piston si la fixarea pozitiei primului segment, va trebui sa se tina seama de sectiunile necesare scurgerii caldurii de la fundul pistonului spre camasa cilindrului. Se admite ca aproximativ 85…93 % din caldura primita de fundul pistonului urmeaza sa se scurga prin masa pistonului la camasa cilindrului.

3.4 Verificarea la solicitari

3.4.1. Calculul capului pistonului.

Fundul unui piston este solicitat termic şi mecanic. Forta de presiune se transmite prin umerii mantalei la bolt, deformand pistonul.

57

Page 58: termic bun11

Aceasta, cumulata cu efectele starii termice a capului pistonului care pot reduce rezistenta mecanica a materialului la anumite aliaje de Al la jumatate, si cu diferentele locale de temperatura care pot produce tensiuni termice si deformatii in piston, duc la concluzia ca la calculul fundului unui piston trebuie realizata o optimizare, astfel incat sa rezulte niste coeficienti de siguranţa c suficienti de mari, pentru a asigura o functionare ireprosabila.

Eforturile termice unitare sunt generate de repartitia neuniforma a temperaturilor in capul pistonului si de modul in care acesta se dilată liber sau limitat.

Densitatea fluxului de caldura q (w/m) se asigura prin raportul dintre fluxul de caldura Qp cedata capului pistonului si suprafata acestuia. Cantitatea de caldura Qp reprezinta numai o fractiune din caldura totala dezvoltata prin ardere.

Fractiunea depinde de modul de racire a pistonului : = 0.02…0.025 - pentru pistoane neracite; = 0.03…0.09 - pentru pistoane racite mediu; = 0.1…0.15 - pentru pistoane racite intens;Alegem: 0.06

Raza cilindrului:

RD

2

R 49.5 [mm];

qQp

Ri2

q10

6 Pn ge Hi

i R2 3.6

unde:

Puterea nominală:Pn = 114 [kW];

Consumul specific de combustibil la regim nominal:ge = 0.286 [kg/kW*h];

Cuterea calorică inferioară a combustibilului: Hi = 43890 [kJ/kg];

58

Page 59: termic bun11

Raportul intre raza manivelei si lungimea bielei:'' 0.27Raza manivelei:R L ''R 59.94 [mm];

Numărul de cilindrii: i = 6;q 470720.25 [W/mp]; Diferenta de temperatura Ta, intre temperatura Te a fibrei

exterioare si temperatura Ti a fibrei interioare este:Ta Te Ti

Fluxul de caldura pe directie radiala:qr 0.8 0.5( ) q

qr 0.65 q

qr 3.06 105 [W/mp]

Fluxul de caldura pe directie axiala:q qa qr

qa q qr

qa 1.648 105 [W/mp]

Grosimea medie a capului pistonului:

x H3

2

Ta 103 qa x

Ta 33.092 [°C];

Tr 0.7 Ta

Tr 23.164 [°C];

Raza periferiei capului pistonului:Ri R

Ri 49.5 [mm];

59

Page 60: termic bun11

Conductivitatea termică a materialului capului pistonului. = 134 [W/mk];Grosimea capului pistonului la periferia sa:p H3

p 37 [mm];

3.4.2 Calculul eforturilor rezultante maxime si minime pentru capul pistonului racit mediu incastrat

Eforturile rezultante maxime se dezvolta in capul pistonului cand acesta se afla in pozitia corespunzatoare atingerii presiunii maxime a gazelor. Eforturile rezultante minime apar la inceputul procesului de aspiraţie.

In primul rand se calculeaza eforturile unitare rezultante maxime si minime pentru fundul pistonului incastrat, neracit, in punctele periculoase din figura.

Grosimea capului pistonului in centrul si respectiv periferia sa:,p [mm];Presiunea maxima a gazelor:pz = 8.978 [Mpa];Presiunea din timpul admisiei:pa = 0.089 [Mpa];Presiunea mediului ambiant:po = 0.1 [Mpa];

Acceleratia maxima a pistonului:

Jmax R 103

2 1 ''

60

Page 61: termic bun11

Jmax 7513.118 [m/s2]; Acceleratia pistonului in momentul atingerii presiunii maxime:Jz Jmax 500Jz 7013.118 [m/s2];

[Mpa]; [Mpa];

[kg/m3]; k 1.967

Radial in centru, pe fibra exterioara:

r1max E 3 k

4 1 k Tr

E2

Ta3 1 Ri

2

8 2

pa p0 x Jmax 10

6

r1max 39.721 [MPa];

r1min E 3 k

4 1 k Tr

E2

Ta3 1 Ri

2

8 2

pz p0 x Jz 10

6

r1min 65.572 [MPa];

Radial, in centru, pe fibra interioara:

r2max E 3 k

4 1 k Tr

E2

Ta3 1 Ri

2

8 2

pz p0 x Jz 10

6

r2max 33.443 [MPa];

r2min E 3 k

4 1 k Tr

E2

Ta3 1 Ri

2

8 2

pa p0 x Jmax 10

6

r2min 7.591 [MPa];

Radial, la periferie, pe fibra exterioara:

r3max E

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pz p0 x Jz 10

6

61

Page 62: termic bun11

r3max 39.188 [MPa];

r3min E

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pa p0 x Jmax 10

6

r3min 47.171 [MPa];

Radial, la periferie, pe fibra interioara:

r4max E

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pa p0 x Jmax 10

6

r4max 33.283 [MPa];

r4min E

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pz p0 x Jz 10

6

r4min 25.3 [Mpa];

Tangential la periferie, pe fibra exterioara:

t3max E k

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pz p0 x Jz 10

6

t3max 25.725 [MPa];

t3min E k

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pa p0 x Jmax 10

6

t3min 28.439 [MPa];

Tangential, la periferie, pe fibra interioara:

t4max E k

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pa p0 x Jmax 10

6

t4max 51.035 [MPa];

62

Page 63: termic bun11

t4min E k

2 1 k Tr

E

2 1 Ta

3 Ri2

4 p2

pz p0 x Jz 10

6

t4min 48.321 [MPa].

3.4.3 Calculul la oboseala al capului pistonului

Acest calcul consta in deterninarea coeficientului de siguranta in cele patru puncte periculoase, pentru solicitarile pe directia radiala si tangentiala. Nu se calculeaza un coeficient global de siguranta.

c1 = c1r = c1t c3r , c3t şi c4r , c4t .c2 = c2r = c2t

Amplitudinea eforturilor:

vr1r1max r1min

2

vr2

r2max r2min

2

vr3r3max r3min

2

vr4

r4max r4min

2

vt3t3max t3min

2

vt4

t4max t4min

2

vr1 12.926 [MPa];

vr2 12.926 [MPa];

vr3 3.992 [MPa];

vr4 3.992 [MPa];

vt3 1.357 [MPa];

vt4 1.357 [MPa];

Efortul mediu:

63

Page 64: termic bun11

mr1r1max r1min

2

mr2

r2max r2min

2

mr3r3max r3min

2

mr4

r4max r4min

2

mt3t3max t3min

2

mt4

t4max t4min

2

mr1 52.647 [MPa];

mr2 20.517 [MPa];

mr3 43.179 [MPa];

mr4 29.291 [MPa];

mt3 27.082 [MPa];

mt4 49.678 [MPa];

Coeficientul de asimetrie:

yr1r1min

r1max

yr2

r2min

r2max

yr3r3min

r3max

yr4

r4min

r4max

yt3t3min

t3max

yt4

t4min

t4max

yr1 1.651 [MPa];yr2 0.227 [MPa];yr3 1.204 [MPa];

yr4 0.76 [MPa];

yt3 1.106 [MPa];yt4 0.947 [MPa];

64

Page 65: termic bun11

vr1

mr10.246

vr2

mr20.63

vr3

mr30.092

vr4

mr40.136

vt3

mt30.05

vt4

mt40.027

Rezistenta la oboseala la solicitari de incovoiere, dupa ciclul alternant simetric:

1 80 [MPa];

Rezistenta la oboseala la solicitari de incovoiere, dupa ciclul pulsant:

c 85 [MPa];

Limita de curgere a materialului capului pistonului:0 1.8 1

0 144 [MPa];

Coeficient de concentrare a tensiunilor: 1.5Coeficient dimensional: 1Coeficient de calitate a suprafetelor pentru punctele 1 si 3:1 0.6

Coeficient de calitate a suprafetelor pentru punctele 2 SI 4:2 0.5

Se calculeaza raportul:

2 1 0

0

0.111

65

Page 66: termic bun11

Z

1

c

11

c

Z 14.111

In cazul in care v

mZ

, rezulta ca: cv1

v m

In cazul in care v

mZ , rezulta ca:

cvc

v m

Calculul coeficientilor de siguranta:

c1rc

1

vr1 mr1

c1r 2.227[MPa];

c2rc

2

vr2 mr2

c2r 2.07[MPa];

c3rc

1

vr3 mr3

c3r 5.752[MPa];

c4rc

2

vr4 mr4

c4r 5.581[MPa];

c3tc

1

vt3 mr2

c3t 14.985[MPa];

66

Page 67: termic bun11

c4tc

2

vt4 mr2

c4t 13.384[MPa];

3.4.4 VERIFICAREA REGIUNII PORT- SEGMENTI

Solicitarile periculoase apar in primul umar de segment si in sectiunea transversala prin capul pistonului, la nivelul canalului pentru segmentului de ungere, unde se evidentiaza zona slabita dincauza gaurilor sau taieturilor practicate contra pompajului, sau pentru impiedicarea conductiei caldurii catre manta.

3.4.4.1 Verificarea primului umar de segment

Primul umar de segment este solicitat variabil la incovoiere şi forfecare in sectiunea de incastrare, in ciclul pulsant (y = 0), de catre forta generata de presiunea maxima a gazelor pz (MPa). Datorita laminarii, in primul canal de segment se transmite numai o fractiune din aceasta presiune maxima a gazelor, si anume, 0.9*pz .

Eforturile unitare maxime de incovoiere si forfecare se determina cu relatiile:

umax2.7 pz D ac ac ac ac 2

D 2 ac 2 ac H22

umax 11.933 [MPa];

umax0.9 pz D ac ac ac ac

D 2 ac 2 ac H2

umax 4.751 [MPa];

67

Page 68: termic bun11

Efortul unitar rezultant se calculeaza cu relatia:

rez umax2

4 umax2

rez 15.253 [MPa];

Efortul unitar rezultant rez nu trebuie sa depaseasca valorile de 30-40 (MPa) la pistoanele usoare sau 60-80 (MPa) la cele din fonta sau otel.

Conditie indeplinita. Coeficientul de siguranta la oboseala pentru incovoiere se determina cu relatia:

C2 1

r1max

1

C 1.543

3.4.4.2 Verificarea sectiunii transversale prin canalul segmentului de ungere

In canalul de ungere, sectiunea efectiva Acp care delimiteaza regiunea port-segment de mantaua pistonului este reprezentata in figura urmatoare. In zona umerilor boltului, din cauza rigiditatii ridicate impuse, nu vor fi practicate gauri pentru ungere, sau fante pentru intreruperea fluxului termic catre mantaua pistonului.

Aceasta sectiune este solicitata variabil după un ciclu asimetric la care valorile maxime si minime ale eforturilor unitare de comprimare-tractiune se determina cu relatiile:

Vcp D

2 L Lm

4

Di2 L Lm

4

3 D

24

D Di s 2

4

h h dg2 s

Vcp 7.585 105 [ m3];

Vcp 5.4 105

68

Page 69: termic bun11

Mcp Vcp

106

Mcp 1.447 [kg];

Acp Di s 2

4

Di2

4 4 h s

Acp 2160.615 [ mm2];

In care:Masa capului pistonului, determinat de sectiunea prin canalul

segmentului de ungere: Mcp [kg];

Aria sectiunii intrerupte de gaurile sau de fanta din canal:Acp[ mm2];

Diferenta dintre inaltimea canalului de la segmentul de ungere si cea a segmentului:

h 0.9Diametrul gaurii din regiunea canalului de ungere de la segmentul

de ungere:dg 2

Eforturile unitare de comprimare – tractiune:

cmaxpz p0 D

2 4 Mcp Jz

4 Acp 103

cmax 853.364 [MPa]

cminpa p0 D

2 4 Mcp Jmax

4 Acp 103

cmin 1.704 [MPa];

Se calculeaza valorile:Amplitudinea eforturilor:

69

Page 70: termic bun11

Vcmax cmin

2

V 427.534 [MPa];

Efortul mediu:

mcmax cmin

2

m 425.83 [MPa];

Coeficientul de asimetrie:

ycmin

cmax

y 0.002 [MPa];

12 1 0

0

1 0.111

Coeficientul de siguranta la oboseala se calculeaza cu relatiile:

dxV

m

dx 1.004

dz

1

c

1

11

c

dz 14.111

Deoarece dx dz vom folosi urmatoarea relatie:

1.42

Cc

1V 1 m

C = 3.416

3.4.5 Verificarea umerilor pistonului

Umerii pistonului sunt solicitaţi variabil la incovoiere dupa un ciclu alternant. In cazul In care se folosesc aliaje usoare, in umeri pot

70

Page 71: termic bun11

aparea si eforturi unitare de fretaj la rece, situatie in care pistonul trebuie incalzit inaintea montarii boltului.

Presiunea conventionala maxima ce se dezvolta in umeri prin apasarea boltului nu trebuie sa depaseasca anumite valori pentru care uzurile devin inacceptabile.

Calculul lui pumax în (MPa) se face cu relaţia:

pumaxpz p0 D

2 4 Jz Mp

4 d l B( )

pumax 29.975 [MPa]Se considera ca forta din bolt

se distribuie uniform pe lungimea pistonului. Eforturile:

xd

du

x 0.505

imaxpz p0 D

2 4 Jz Mp Di B 2

du3 1 x

4 l B( )

imax 0.268 [MPa];

iminpa p0 D

2 4 Jz Mp Di B 2

du3 1 x

4 l B( )

imin 0.077 [MPa];

Se calculeaza valorile:Amplitudinea eforturilor:

vimax imin

2

v 0.172 [MPa];

Efortul mediu:

mimax imin

2

m 0.096 [MPa];

Coeficientul de asimetrie:

71

Page 72: termic bun11

yimin

imax

y 0.286 [MPa];

2 1 0

0

0.111

v

m1.8

1

c

11

c

14.111

v

m

1

c

11

c

Coeficientul de siguranta c se calculeaza cu expresia:

cc

1v m

c 203.203

3.4.6 CALCULUL STARNGERII

Cand pistonul se confectioneaza din aluminiu, jocul diametral intre bolt si umeri la rece, r [mm], este mai mic decat cel care se stabileste la cald c [mm].

Diferenta de temperatura la care se incalzeste umarul pistonului la regim nominal:

Tu 150 [K];

Coeficientul de dilatare liniara al materialului boltului:

b 11.5 106 [1/K];

Diferenta de temperatura la care se încalzeste boltul la regim

72

Page 73: termic bun11

nominal:Tb 135

c 0.002 d

c 0.05 [K];

rc d p Tu b Tb

1 p Tu

r 0.016 [mm];

Eb 12.5 104 [MPa];

Presiunea de fretaj Pf:

pfr

d

du2 d2

du2 d2

E

d2 di2

d22 di

2b

Eb

pf 12.658 [MPa];

Efortul unitar pe fibra exterioara:

fe pf2 d

2

du2

d2

fe 8.669 [MPa];

Efortul unitar pe fibra interioara:

fi pfdu

2d

2

du2

d2

fi 21.327 [MPa];

3.4.7 Verificarea si profilarea mantalei pistonului

3.4.7.1 Presiunea conventionala maxima

Presiunea conventionala maxima pm [MPa] dintre manta si

73

Page 74: termic bun11

cilindru se calculeaza cu formula:

pmFNmax

Lm DPresiunea conventionala maxima se limiteaza la autocamioane

intre valorile:pm 0.3 0.5 [MPa];

3.4.7.2 Profilarea mantalei dupa date statistice

O metoda de profilare a mantalei la rece care ar permite obtinerea formei perfect cilindrice la cald poate fi aplicata pentru pistoanele motoarelor usoare. Conform acestei metode, capul si mantaua pistonului au forma cilindrica la cald, si aproximativ tronconica la rece. Se adopta jocul diametral la cald fata de cilindru in zona mantalei M [mm] si in regiunea capului Cp[mm]:

M 0.001 D

M 0.099 [mm];

Cp 0.004 D

Cp 0.396 [mm];

Se admite ca diferenta de temperatura la care se incalzeste cilindrul, Tc, la regim nominal, este cuprinsa intre limitele:

Tc 100 115 [K];

Tc 110 [K];

Diferentele de temperatura la care se incalzesc planul superior al capului pistonului, TCp1 [K], inceputul mantalei, Tm1 [K], si baza mantalei Tm2 [K]. Pentru autocamioane:

TCp1 170 230

TCp1 190 [K];

Tm1 120 160

Tm1 145 [K];

Tm2 80 110

Tm2 95 [K];

74

Page 75: termic bun11

Diametrul la rece al capului pistonului Dcp [mm] in planul de oscilatie al bielei, functie de lungimea x, masurata de la inceputul capului pistonului, se determina cu relatia:

c 11.5 106

H H2

Hcp H1 H H2 H H2

Dcp x1 D 1 c Tc Cp

1 p TCp1TCp1 Tm1

Hcpx1

Diametrul la rece al mantelei, Dm [mm], in planul de oscilatie al bielei, in functie de lungimea x [mm] masurata de la inceputul mantalei, se determina cu relatia:

Lm 89.1 [mm];

Dm x2 D 1 c Tc M

1 p Tm1Tm1 Tm2

Lmx2

x2Lm

10

2 Lm

10 Lm

Dm(x2)=

[mm];

Dcp H1 98.4 [mm];

Dcp H1 H 98.412 [mm];

98.757

98.766

98.776

98.785

98.795

98.805

98.814

98.824

98.834

98.84375

Page 76: termic bun11

Dcp H1 H H2 98.425 [mm];

Dcp H1 H H2 H 98.438 [mm];

Dcp Hcp 98.451 [mm];

Dcp Hcp dg 98.456 [mm];

Jocul diametral la rece intre piston si cilindru, in planul de oscilatie al bielei, in planul superior al capului pistonului este:

Dcp1 D Dcp 0( )

Dcp1 0.635 [mm];

Jocul diametral la rece intre piston si cilindru, in planul de oscilatie al bielei, la baza mantalei (pentru x=Lm):

Dm2 D Dm Lm

Dm2 0.157 [mm];

La mantaua motoarelor usoare se prevad ovalitatile:Op1 0.4 0.8

[mm];

La nivelul boltului (inceputul mantalei):Op1 0.7 [mm];

Op2 0.05 0.1 [mm];

La baza mantalei:Op2 0.08 [mm];

In planul longitudinal ovalitatea Op considerata la distanta "x" fata de inceputul mantalei este:

xo 0.5 Lm

Op xo Lm xo

LmOp1 Op2 Op2

Op xo 0.39 [mm];

In plan transversal, ovalitatea Op se exprima prin diferenta intre diametrele mantalei in planul de oscilatie al bielei, Dm si in planul boltului Db:

Opt D Dm Lm

76

Page 77: termic bun11

Opt 0.157 [mm];

In acelasi plan transversal, dar la un unghi oarecare fata de planul de oscilatie al bielei, diametrul D este dat de relatia:

D 99 [mm];

0

0.015

0.065

0.155

0.290

0.375

0.465

0.655

0.830

0.955

1

D Dm 0( ) Op 0( )

Dα(ζ)= 00 98.7471 98.7372 98.7023 98.6394 98.5445 98.4856 98.4227 98.2898 98.1669 98.07910 98.047

77

Page 78: termic bun11

CAPITOLUL 4

DIMENSIONAREA SI CALCULUL BOLTULUI

4.1 Alegerea materialului

Boltul este unul din organele cele mai solicitate si mai supuse uzurii. Trebuie sa indeplineasca conditia de a avea o masa cat mai mica posibila. Boltul suporta forte atat de marime variabila cat si de sens alternativ. Aceste forte supun boltul la incovoiere alternativa si la ovalizare. Materialul boltului este supus la oboseala. Date fiind conditiile grele de lucru, boltul se executa din: OLC45.

Avand in vedere ca pentru piston am proiectat o gaura pentru bolt de d=36 [mm], adopt tratament termic de calire, evitandu-se modificarile dimensionale in timpul funcţionarii. Suprafaţa bolţului se cementeaza pe întreaga lungime, pe o adâncime de 0.6…1 [mm].

4.2 Dimensionarea boltului

Adopt solutia constructiva de bolt flotant in piciorul bielei si în bosaje, pentru a avea o uzura a boltului pe toata suprafata acestuia. Rotindu-se, boltul este solicitat in ciclu alternant simetric.

Experimental s-au determinat intervalele de valori pentru dimensiunile constructive ale boltului.

Cand boltul este flotant in ambele imbinari, se prevad inele de siguranta din sarma care asigura boltul contra deplasarilor axiale.

Diametrul exterior al boltului:

78

Page 79: termic bun11

dbe 0.344 D

dbe 34.056 [mm];

Adoptam: dbe= 37 [mm]; 0.52

Diametrul interior al bultului:dbi dbe

dbi 17.7 [mm];

Adoptam: dbi= 18 [mm];

Lungimea boltului:l 0.87 D

l 86 [mm];

Jocul: j 1 [mm];

Presiunea admisibila pentru pistoane din aliaj usor:pa 30 [MPa];

Motoare de autocanioane:

pb 40 [MPa];

Lungimea partii de bolt in contact cu un bosaj al pistonului:

a1

2l b j( )[ ]

a 24.25 [mm];

0.322

Dimensiunile inelelor de siguranta:

d = 35 [mm];

a = 3.5 [mm];

b = 5.4 [mm];

c = 1.5 [mm];

d1 = 38.8[mm];

d2 = 2.5 [mm];

d3 = 37 [mm];

79

Page 80: termic bun11

e = 1.7 [mm];

f = 3.0 [mm];

4.3 Verificarea boltului la solicitari

In figura urmatoare se prezinta schema de incarcare a boltului, tinând cont de faptul ca, în timpul functionarii, boltul este flotant atat in biela cat si in bosaje. Se considera boltul ca o grinda simetrica rezemata la mijloc pe distanţa b, pe care sarcina se distribuie uniform. In bosaje, sarcina se distribuie uniform si liniar.

Observatie: Intrucat pe parcursul functionarii boltul executa o rotatie completa, astfel incat un punct de pe suprafata exterioara va fi iniţial solicitat de o forta maxima (cand se afla spre camera de ardere), si de aceeasi forta cand se afla in partea de jos, eforturile fiind in acest caz egale, dar de semne contrare. Se impune, deci, un calcul la oboseala dupa un ciclu alternant simetric.

Fortele care incarca imbinarea bolt-bucsa bielei sunt:

F D

24

pz 103

MpD

2

2 1

F 36950.369 [N];

Rezistenta la presiunea de contact:

paF

2 dbe a

pa 22.371 [MPa];Bosaje – bolt:

pbF

b dbe

Biela – bolt:pb 29.62 [MPa];

80

Page 81: termic bun11

4.3.1 Verificarea la incovoiere

Efortul unitar maxim:

maxF 3 l 4 a 1.5 b( )

1.2 dbe3 1

4

max 89.528

1 450 [MPa];

Coeficientul de siguranta:

c1

max

c 6.409

4.3.2 Verificarea la forfecare

Sectiunea cea mai solicitata la forfecare este cea situata intre bosaj şi piciorul bielei. Efortul unitar la forfecare se calculeaza cu formula lui Jurawski:

0.85 F 1

2

dbe2

1 4

52.309 [MPa];

a 180 [MPa];

4.3.3 Verificarea la ovalizare

Deformatia diametrului de ovalizare se limiteaza, pentru a preveni griparea bolturilor în locasuri. Deformatia maxima de ovalizare este data de relatiile:

k 1.5 15 0.4 3k 1.474

81

Page 82: termic bun11

fb0.09 F k

E l1

1

3

fb 0.024

CAPITOLUL 5

CONSTRUCTIA SI CALCULUL SEGMENTILOR

5.1 Consideraţii generale

Segmentii se definesc ca organe de etansare. Sub actiunea fortei elastice, segmentul este aplicat tot timpul pe cilindru. Sub actiunea fortei normale, pistonul basculeaza, apropiindu-se şi departandu-se de oglinda cilindrului, rezulta ca segmentul se deplaseaza radial in canalul pistonului, eliminand astfel eventualele particule de cocs, particule preluate de pelicula de ulei, regasite apoi, prin filtrare in filtru. Ca material pentru primul segment se recomanda a fi otelul. Chiar daca nu poseda proprietati satisfacatoare de alunecare, se foloseste otelul deoarece fonta nu poate satisface cerintele de

rezistenta impuse.Al doilea segment, de

etansare, are urmatoarea forma a

82

Page 83: termic bun11

sectiunii ca in figura alaturata.La aceastaforma, etansarea e buna dupa un timp de rodaj

relativ scazut. Etansarea se face pe o suprafata mica. Rezulta un contact bun pe toata suprafata. Pe planul superior al segmentului se gaseste inscriptionat cuvantul “TOP”, ce reprezinta partea care se monteaza spre segmentul de foc (spre camera de ardere). Aceasta forma geometrica genereaza cu usurinta pana de ulei in cursa spre P.M.I., si racleaza uleiul in cursa spre P.M.E.

Materialul pentru segmentul de etansare este fonta martensitica cu grafit lamelar fin repartizat uniform, cu retea de eutectic fosforos. Acest material satisface bine cerintele unui material antifrictiune.

Segmentul de ungere se caracterizeaza prin presiune medie elastica ridicata, jocuri reduse intre segment si fetele laterale ale canalului din piston, prezenta unor cavităti unde se aduna uleiul razuit de pe peretii cilindrului. Numarul fetelor razuitoare este dublu, inaltimea segmentului se mareste, inaltimea suprafetei efective de sprijin se micşoreaza. Segmentul este cu ferestre, prevazut cu doua margini cu flancurile paralele, rezultand presiuni de apasare mai mari pe oglinda cilindrului ca in figura alaturata.

Principala functie a segmentilor este de etansare. In functie de motorul de proiectat alegem o lege de repartitie a presiunii radiale a segmentului astfel incat sa se realizeze o etansare cat mai buna.

5.2 Dimensionarea prealabila a segmentilorSe adopta dimensiunile din tabel, corespunzatoare diametrului D

al capului pistonului:D 99 [mm];s 0.4 [mm];a 4.2 [mm];h1 0.3 [mm];hA 3 [mm];hB 3 [mm];hC 6.0 [mm];

5.3 Calculul formei segmentului in stare liberaRealizarea unei disrtibutii convenabile a presiunii elastice p() pe

83

Page 84: termic bun11

contur si a unei anumite presiuni medii elastice pe la segmentul montat in cilindru se asigura printr-o forma speciala a fibrei medii a segmentului in stare libera (netensionata).

Forma segmentului în stare liberă.Segmentii se fabrica prin copiere.

Pentru aceasta se da forma segmentului in stare libera, in coordonate polare. In figura alaturata este data forma segmentului in stare libera (II) si in stare montata (I) în cilindru, indicand şi marimile geometrice caracteristice formei libere:

[mm]

unde: r (mm) – raza medie a formei în stare montata (circulara); (mm) – raza vectoare a formei libere; (grd) – unghiul razei vectoare.

Astfel, un punct Bo de pe segmentul in stare montata (I), aflat la unghiul fata de capul diametral opus rostului, ajunge in punctul B in stare liberă (II) la unghiul şi raza .

Impunerea unei valori mari ale presiunii medii elastice este avantajoasa intrucat diminueaza pulsatia segmentului, ridica frecventa oscilatiilor proprii si intensifica transferul de caldura de la segment la cilindru. La alegerea presiunii medii elastice se utilizeaza criteriul alezajului:pe 0.15

[MPa];

5.4 Adoptarea legii de distributie a presiuniiIn forma generala, dependenta intre presiunea elastica de pe

contur si unghiul la centru, la segmentii din prima categorie, se exprima prin relatia:

84

Page 85: termic bun11

X

0.205

0.571

0.472

0.322

0.279

0.267

0.256

0.214

0.178

0.177

0.094

p pe 1

2

12

i

Xi 2 cos i

unde:

Xi 2pi

pep 0deg( )

pe0.933

p 90deg( )

pe1.16

p 15deg( )

pe0.942

p 105deg( )

pe0.745

p 30deg( )

pe0.999

p 120deg( )

pe0.415

p 45deg( )

pe1.106

85

Page 86: termic bun11

p 135deg( )

pe0.274

p 60deg( )

pe1.22

p 150deg( )

pe0.286

p 75deg( )

pe1.236

p 165deg( )

pe1.133

p 180deg( )

pe4.035

a 4.2 [mm];

Rm Ra

2

Rm 47.4 [mm];h 3 [mm];

E 2.1 106 [MPa];

Ish a

312

Is 18.522 [mm];

A 2

12

i

1

i2 1 Xi 2 cos i

B 2

12

i

1 1( )i

2 i2

1 2

Xi 2 cos

C 2

12

i

1( )i 1

i2 1 Xi 2

86

Page 87: termic bun11

F 2

12

i

1

i i2

1 2

Xi 2 sin i

G 2

12

i

1

2 i2

1 2

Xi 2 sin

R Rm

2 h pe

E Is

1 C 2

sin cos F G

RmR Rm

3 h pe

E Is1

1 C 2

sin A B

a

2

0degA 0.01979B 0.00964 0degC 0.20879 49.563 [mm];F 0G 0 30degA 0.02515B 0.00835 29.963degC 0.20879 49.569 [mm];F 0.00729G 0.00389 60degA 0.01962B 0.00482 59.933degC 0.20879 49.584 [mm];

F 0.00950

87

Page 88: termic bun11

G 0.00673 90degA 0.04192B 0 89.914degC 0.20879 49.596 [mm];

F 0.00288G 0.00777 120degA 0.10802B 0.00482 119.903degC 0.20879 49.598 [mm];

F 0.00933G 0.00673 150degA 0.00517B 0.00835 149.889degC 0.20879 49.592 [mm];

F 0.01333G 0.00389 180degA 0.20879B 0.00964 179.86degC 0.20879 49.573 [mm];

F 0

88

Page 89: termic bun11

G 0

Ungh

0

15

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

deg

Graf1

pe

p 0deg( )

p 15deg( )

p 30deg( )

p 45deg( )

p 60deg( )

p 75deg( )

p 90deg( )

p 105deg( )

p 120deg( )

p 135deg( )

p 150deg( )

p 165deg( )

p 180deg( )

89

Page 90: termic bun11

0

15

30

45

60

7590

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255270

285

300

315

330

345

4.543.532.521.510.50

90

Page 91: termic bun11

CAPITOLUL 6CAILE DE PREVENIRE A EXPLOZIILOR PROVOCATE

DE ELECTRICITATEA STATICA LA UMPLEREA CISTERNELOR SI REZERVOARELOR CU PRODUSE

PETROCHIMICE

6.1 Electrizarea benzinelor

Studiul proceselor de acumulare a sarcinilor electrice care se produc la umplerea cisternelor si rezervoarelor si determinarea unor metode simple si eficiente pentru inlaturarea acestor sarcini electrice constitue o problema practica importanta. Datele din literatura, in legatura cu electrizarea benzinelor explica de ce in rezervoarele in care se introduce produsul petrolier pot avea loc exploxii, de obicei la sfarsitul operatiei de umplere.

Aceasta se explica astfel:Benzina si alte lichide sunt foarte slabe conducatoare de electricitate,

ceea ce se poate vedea si din datele obtinute la masurarea rezistivitatii lichidelor:

Sarcinile electrice create prin aceste lichide se disperseaza lent. De aceea, in apropierea suprafetei unde se creaza gradientul maxim de potential (in cazul prezentei unei concentratii explozibile) in urma descarcarii rezervorului poate avea loc o explozie. La lichidele volatile concentratiile explozibile pot avea loc langa gura de incarcare. Explozia poate avea loc si in teava electrica metalica introdusa in cisterna pentru umplere si gura cisternei (situatii in care nu exista contact cu pamantul in timpul umplerii intre teava metalica si gura cisternei). Acest fapt explica de ce, in cazul lichidelor volatile, conditiile favorabile exploziilor se creeaza la sfarsitul operatiei de umplere.

Evitarea exploziilor la incarcarea autocisternelor.Un fapt semnificativ in acest sens a fost relatat intr-o revista Americana

de specialitate.

91

Page 92: termic bun11

La o statie de incarcare a produselor, in S. U. A. s-a produs o exploxie in timpul umplerii cu combustibil usor a unei autocisterne care transportase o incarcatura de benzina. Ancheta a stabilit cauzele exploziei. In primele secunde ale umplerii, combustibilul usor a absorbit partial vaporii reziduali din benzina si a creat astfel un vid sufficient care a permis intrarea unei cantitati de aer in cisterna. S-a format astfel un amestec exploziv la suprafata lichidului care a explodat datorita electricitatii statice. Pentru inlaturarea acestor accidente s-a introdus un sistem de spalare a cisternelor cu gaz inert. S-a instalat langa statie un rezervor mobil cu 4 tone bioxid de carbon lichefiat, la o presiune de 21 atm, care este vaporizat automat si transportat pe o conducta de 2 toli la platforma de incarcare. Bioxidul de carbon gazos, cu o presiune redusa la 7 atm este introdus la fundul cisternei cu ajutorul unui furtun legat de tubul de incarcare. Operatia de injectie si spalare dureaza mai putin de un minut.

6.2 Conditii obligatorii de umplere a recipientelor cu produse petroliere.

1. Butoaiele metalice pentru ambalare precum si cisternele cu lichid usor inflamabil, in afara legaturii la pamant, trebuie sa fie conectate electric impreuna cu piesele metalice ale furtunurilor.

2. In cazul in care umiditatea aerului inconjurator dupa datele psihometrului este de 70%, viteza de umplere a produselor petroliere poate fi marita, deoarece aerul umed contribuie la dispersarea sarcinilor electrice aparute.

3. Viteza de introducere a benzinei trebuie redus cand nivelul a ajuns de la 3/4 din inaltimea cisternei (pana la aplicarea unei metode eficace pentru combaterea electricitatii statice) deoarece potentialele electrice maxime iau nastere la jumatatea superioara a cisternei, acolo unde apare pericolul scanteii electrice (gradientul mare de potential).

4. In vederea aprecierii insusirilor produselor petroliere in ceea ce priveste electrizarea se va lua in consideratie permitivitatea dielectrica a lichidului, considerand ca produse petroliere periculoase din punct de vedere al acumularii sarcinilor electrice in lichidul propriu-zis, acele lichide care au permitivitatea dielectrica pana la 2,5 – 3 si conductivitatea de 15 x 10 la puterea a 15-a pana la 15 la puterea a 15-a (ohm x cm).

Pe vreme uscata, in timpul verii sau iarna, umiditatea aerului inconjurator fiidn de pana la 50%, introducerea lichidelor dielectrice cu parametri subdimensionati trebuie efectuata simultan in cel putin trei cisterne, iar in cele compartimentate, simultan in toate compartimentele.

92

Page 93: termic bun11

6.3 Combaterea electricitatii statice la incarcarea si transportul auto al lichidelor petroliere.

La incarcarea si transportul auto al produselor petrolie remasurile de protectie a muncii sunt legate de prevenirea incendiilor avandu-se in vedere pericolul mare de iflamabilitate. Din aceasta cauza, transportul produselor petroliere se face numai cu autocisterne si in butoaie metalice in scopul inlaturarii neglijentelor care pot produce incendii.

Incendiile autocisternelor ce transporta produse petroliere mai pot lua nastere si datorita electricitatii statice a esapamentelor autovehiculelor si a bujiilor sau scurt-circitul instalatiei electrice.

Formarea si descarcarea electricitatii statice constituie un pericol pentru transportul produselor petroliere deoarece, pe langa posibilitatea aprinderii acestor produse, sub influenta descarcarilor electrice, ele insusi pot constitui surse de formare a electricitatii statice (in anumite conditii). Pericolul de incendiu este cu atat mai mare cu cat gradul de acumulare al alectricitatii statice de catre produsul petrochimic este mai ridicat. In general sarcinile electrostatice iau nastere in timpul transportului produselor petrochimice.

Benzina si gazolina fiind rele conducatoare de electricitate, sarcinile electrostatice ce iau nastere in timpul pomparii sau incarcarii se acumuleaza in masa acestor produse incat la un moment data par scantei capabile sa aprinda lichidul. Tensiunea electrica este cu atat mai mare cu cat frecarea sau viteza de curgere este mai mare.

La o viteza de 2,5 m/s tensiunea poate atinge 3000 V in timp ce pentru producerea unei scantei capabile sa aprinda lichidul este suficienta o tensiune de 500V.

Electricitatea statica, in cazul transportului aoto al produselor petroliere sau al lichidelor inflamabile, iau nastere la scurgerea lichidului prin conducte sau furtunuri de incarcare in timpul umplerii, prin pulverizarea efectului de lichid, la iesirea din furtun sau conducta (prin frecarea cu aerul) pana in momentul in care lichidul atinge fundul autocisternei sau prin miscarea lichidului in interiorul autocisternei (in timpul transportului prin frecarea autocisternei de praful din aer precum si prin frecarea anvelopelor de suprafata drumului etc.). Datorita acestor cause, o autocisterna incarcata cu benzina sau gazolina electrizata cu electricitate statica, apropiindu-se pe parcurs de o pompa de benzina sau de o rampa unde, datorita descarcarii sarcinilor electrostatice se produc scantei, poate provoca incendii sau explozii.

Sunt semnalate cazuri de aprindere si explozie a benzinei in special pe timpul umplerii sau golirii autocisternelor, drept rezultat al acumularii

93

Page 94: termic bun11

electricitatii statice in conductele de sectiune transversala redusa sau un palnia prin care se toarna benzina. Fata de acest mare pericol de aprindere al benzinei sau al gazolinei este necesar sa se ia masuri de prevenireprin micsorarea sau inlaturarea posibilitatilor de formare a electricitatii statice.

La transportul lichidelor inflamabile, atunci cand incarcatura este mai mare decat 5000 l, se folosesc autocisterne (figura 6.1 ) impartite in mai multe compartimente, avand fiecare o conducta separate de incarcare. In aceasta autocisterna, lichidul se gaseste intr-o stare linistita in timpul transportului. Datorita compartimentarii, oscilatiile produsului sunt reduse, iar agitatia din autocisterna – care se produce in momentul franarii sau demararii – se amortizeaza, ceea ce micsoreaza pericolul de formare al electricitatii statice.

Cel mai sigur mijloc pentru indepartarea electricitatii statice consta in punerea la pamant a tuturor partilor metalice (conducte, autocisterne, pompe etc.) cu care lichidul incarcat cu electricitate sttica vine in contact iar manipularea lichidelor trebuie sa se faca in conditii care sa excluda posibilitatea de formare a acestui fenomen. Pentru aceasta, pomparea lichidului cu care se incarca autocisterna se va face cu o viteza cat mai mica, luandu-se masuri ca jetul san u se loveasca de masa lichidului care se afla in autocisterna. In acest scop, furtunul de incarcare se introduce pana la fundul cisternei astfel incat nivelul lichidului sa se ridice progresiv. Atat rezervorul, pompa, conductele, furtunul flexibil, cat si cisterna propriu-zisa trebuie sa fie puse la pamant pentru ca sarcinile electrostatice formate prin curgerea lichidului sa se scurga in sol.

Punerea la pamant a autocisternelor aflate la incarcare sau descarcare poate fi realizata in felul urmator: pe partea superioara a autocisternei se formeaza o bila metalica, iar pe rampele de incarcare, descarcare si locurile de stationare permanente se instaleaza un dispozitiv cu manivela pus cu grija la pamant, denumit “manivela de contact” (situt exact deasupra cisternei, atunci cand aceasta se afla pe rampa sau pe locul de descarcare). Inainte de

94

Page 95: termic bun11

inceperea icarcarii, descarcarii sau la sosirea autocisternei la locul de stationare, manivela de contact se va lega cu bila metalica. Dupa terminarea operatiilor de incarcare-descarcare se scoate furtunul, se inchide gura de incarcare si numai dupa aceea se desface legatura cu pamantul.

Pentru neutralizarea sarcinilor electrostatice pe timpul transportului cisternele vor fi prevazute cu un lantisor metalic ce are un capat fixat pe cisterna, iar celalalt lasat liber, astfel incat sa poata atinge, in permanenta pamantul in vederea scurgerii electricitatii statice (produsa prin miscarea sau frecarea lichidului in cisterna).

Incarcarea lichidelor inflamabile in butoaie metalice este insotita, de asemenea, de anumite masuri de neutralizare a sarcinilor electrostatice, cunoscand in asezarea butoaielor in timpul incarcarii pe niste benzi de cupru legate cu rezervorul de incarcare. Incarcrea si descarcarea autocisternelor si a butoaielor metalice trebuie sa se faca cu ajutorul pompelor, prin instalatii si furtunuri metalice, flexibile, fara defectiuni, perfect etanse.

Tot in scopul inlaturarii sarcinilor electrostatice ce ar putea da nastere la explozii si incendii, toate canistrele, bidoanele si galetile ce se folosesc pentru manipularea benzinei vor avea manere metalice neizolate cu lemn sau alte materiale rele conducatoare de electricitate si se vor manui pe cat se poate fara manusi. In felul acesta, pe timpul umplerii sau folosirii lor se asigura mai usor o legatura continua cu vasul respective, sarcinile electrostatice formate pe canistra, bidon sau galeata trecand in pamant prin mana si corpul muncitorului care le manipuleaza. De asemenea, se recomanda ca palniile ce se folosesc pentru umplere sa se lege la pamant iar locurile de contact ale acestora sa fie bine curatate de praf si noroi.

Pentru incarcarea butoaielor metalice in autocamioane este bines a se amenajeze rampe la nivelul platformei de incarcare a autovehiculelor. Acolo unde acest lucru nu este posibil, pentru incarcarea butoaielor cu produse petrochimice in aotocisterne se va folosi scara cu clicheti (figura 6.2 ) iar coborarea se va face pe un plan inclinat, cu ajutorul unor franghii pentru evitarea rostogolirii si a ciocnirilor.

Butoaiele metalice se aseaza pe autocamion in asa fel incat san u se rostogoleasca sau sa nu se ciocneasca in timpul transportului. Pentru aceasta se folosesc rampe din lemn in ale caror grinzi longitudinale sunt practicate scobituri in scopul sprijinirii butoaielor (ce sunt apoi fixate cu franghii de scoabele din cadrul de lemn pe care sunt asezate). Butoaiele vor fi asezate cu dopurile in sus, pentru insurubarea si desurubarea dupurilor se vor folosi chei si ciocane din materiale neferoase (pentru a nu se produce scantei).

Ppentru inlaturarea accidentelor nu se permite transportul de oameni pe autocisterne sau butoaie, chiar daca acestea sunt goale. In scopul

95

Page 96: termic bun11

prevenirii pericolului de incendiu, teava de esapament a autovehiculelor ce transporta lichide inflamabile trebuie sa fie scoasa in fata, sub radiator, avand deschiderea de evacuare indreptata in jos. Rezervoarele de benzina situate sub scaunele conducatorului aoto trebuie sa aiba orificiul de umplere in partea opusa tevii de esapament; tot pe aceasta parte terbuie sa fie asezate si rezervoarele suplimentare de benzina. Pentru egalizarea presiunii in interiorul cisternei in timpul operatiilor de umplere si golire (pentru evacuarea surplusului de vapor ice se formeaza in cisterne pe timp calduros) precum si in scopul opririi patrunderii flacarilor in interior atunci cand vaporii ar putea lua foc, aceste mijloace de transport a produselor petrochimice sunt prevazute cu supape de siguranta. Tipul cel mai raspandit de supapa respiratire de siguranta este reprezentat in figura 6.3 (sectiune prin supapa). In interiorul corpului de cupru 1 se gasesc doua supape de aluminiu in forma de disc 2 si 3. Partea inferioara a corpului supapei se insurubeaza in corpul cisternei in partea de sus. Daca se formeaza o depresiune in cisterna, supapa 2 esta pasata si mai mult pe lacasul ei de catre presiunea atmosferica, iar aerul exterior intra prin supapa 3 in spatiul 5 pus in legatura cu interiorul cisternei. Pentru oprirea patrunderii flacarii in interior, in cazul in care vaporii se aprind, se monteaza la cele doua intrari si iesiri ale conductelor de ventilati 4 o sita dubla metalica intrerupatoare de flacari.

O atentie deosebita trebuie acordata neglijentelor care ar putea avea urmari grave. In acest scop, conducatorul auto trebuie sa urmareasca ca gurile de control, robinetele de golire si celelalte deschideri sa fie intretinute in cea mai buna stare, asigurandu-li-se o etansare perfecta. De asemenea, motorul si carterul autovehicolului trebue sa fie pastrate in perfecta stare de curatenie, inalaturand astfel posibilitatile de aprindere a motorului din cauza supraincarcarii sau a defectiunilor ce se pot producein instalatia electrica in timpul mersului. Deseurile de bumbac folosite la sters, imbibate cu carburanti si lubrifianti, nu vor fi pastrate in cabina, deoarece acestea se pot aprinde.

96

Page 97: termic bun11

O alta sursa de incendii pe autovehicule o constituie prelingerea de benzina din rezervoare sau conducte defecte din sistemul de alimentare cu benzina a motorului.

Asigurarea plinului de carburanti se va face totdeauna inainte de incarcarea autocisternei. In cazul in care traseul este lung si necesita o realimentare, aceasta se va face numai cu motorul oprit si racit un interval de timp. Transportul trebuie efectuat in asa fel incat mersul sa fie lin iar socurile sa fie inlaturate. De indata ce se produc rateuri, autovehicolul trebuie oprit, luandu-se imediat masuri de remadiere.

Autovehiculele cu incarcaturi inflamabile nu vor fi introduce in garaj sin u vor fi lasate fara supraveghere. Este absolut necesar ca fiecare autovehicul ce transporta lichide inflamabile sa fie dotate cu stingatoare de incendiu manuale, asezate in asa fel incat sa poata fi manevrateusor, iar conducatorul auto trebuie sa fie bine instruit in vederea folosirii acestora.

In cazul unui inceput de incendiu, conducatorul auto va inchide mai intai rezervorul de benzina si apoi va proceda la stingerea cu ajutorul stingatoarelor sau al altor mijloace de care dispune (nisip, pamant) inabusind focul.

Efectuarea transportului de lichide inflamabile trebuie incredintata conducatorului auto cu experienta, instruiti in ceea ce priveste tehnica securitaii specifica acestor transporturi.

DETERMINAREA CARACTERISTICILOR DINAMICE

97

Page 98: termic bun11

ALE AUTOVEHICULELOR6.1. Generalitati

Calitatile dinamice ale unui autovehicul se afla in stransa legatura cu cele de tractiune, care in ultima instanta asigura posibilitatile de deplasare ale acestuia. In mod uzual, parametrii pentru aprecierea dinamicii automobilului sunt viteza maxima si intensitatea demarajului, iar calitatile de tractiune se apreciaza prin forta de tractiune la carlig, dependenta direct de forta de tractiune la rotile motoare. Caracteristicile dinamice si de tractiune ale unui automobile, determina in mare masura productivitatea utilizarii acestuia, exprimata prin cantitatea de bunuri transportata in unitatea de timp in conditii de circulatie date, sau prin viteza medie tehnica de deplasare.

Determinarea caracteristicilor dinamice ale automobilului constituie o activitate obligatorie a tuturor incercarilor de omologare a prototipului, seriei zero, incercarilor de lot, incercarilor dupa reparatii capitale, sau incercarilor de cercetare legate de investigarea calitatilor unor automobile model de referinta. Determinarea vitezelor si a timpilor de accelerare constituie si obiectul STAS 6926/11 – 78, precum si al unor standarde internationale.

6.2. Conditii de incercare

6.2.1. Pregatirea automobilului pentru incercare

Incercarile de dinamica se efectueaza cu automobilul functionand la putere sau cuplu maxim al motorului, deci la un regim energetic ridicat. Din aceasta cauza, ianainte de incercari, automobilui trebuie supus unor verificari minutioase, care cuprind:

- controlul starii tehnice generale, ale echipamentului de franare, sistemului de rulare si de directie;

- verificarea reglajelor specifice ale mecanismelor si comenzilor, inclusive ale motorului (la motor se va verifica presiunea de compresie din cilindri cu ajutorul demarorului, locul intre supape si tacheti, turatia minima de mers in gol, presiunea uleiului din instalatia de ungere, functionarea limitatorului de turatie, modul de functionare al carburatorului si sistemului de comanda a clapetei de acceleratie sau modul de functionre a injectoarelor, momentul de incepere a injectiei, uniformitatea debitarii pompei de injectie);

98

Page 99: termic bun11

- verificarea starii bateriei de acumulatoare, reglajul avansului fix, jocul intre contactele distribuitorului de current, distantei dintre electrozii bujiilor (la motoarele cu aprindere prin scanteie).

Aceste verificari se fac in conditii de garaj, utilizand o aparatura de control si diagnosticare adegvata, iar la iesirea automobilului pe pista de incercare se vor incheia printr-o verificare a spatiului de rulare libera.

Automobilul supus incercarilor de dinamica va trebui sa fie perfec rodat (un rulaj prealabil de 5000 – 6000km), alimentat cu combustibilul si lubrifiantii indicate de instructiunile de exploatare, cu toate plinurile facute (si verificate) si cu starea de incarcare prevazuta de programul de incercare (de obicei la greutatea totala maxima admisibila), de asemenea verificata nemijlocit inainte de incercare. Regimul termic al ansamblurilor si agregatelor automobilului trebuie sa fie cel normal, din cauza ca, inainte de incercare (si chiar inainte de verificare la rularea libera), se va efectua un rulaj de incalzire de 25 – 30 km.

6.2.2. Pregatirea pistei de incercare

Exceptand determinarearampei maxime, toate incercarile de dinamica si trractiune se efactuiaza pe sectoare de drum sau piste de incercare orizontale (in limitele unor abateri locale de max 0.5 %), rectilinii, netede, cu imbracamintea dura (beton sau asphalt), avand la ambele capete portiuni de drum sufficient de lungi pentru realizarea accelerarii la viteza dorita si obtinerea (si verificarea) regimurilor stabilizate de depalsare, inainte de inceperea masuratorilor. Punctele caracteristice ale sectorului de drum de masurare se vor jalona corespunzator, in acest scop putandu-se folosi si bornele kilometrice de pe marginea drumului, daca incercarile se efectuiaza pe drumurile publice. In acest ultimo caz, se iau masurile necesare, inclusive intreruperea circulatiei, pentru asigurarea securitatii deplasarii automobilului incercat si a altor automobile participante la traficul rutier. Din motive de securitate a personalului de experimentare, se vor allege portiuni de drum fara arbori laterali, cu acostament larg si neted, fara lucrari de arta. Evident daca incercarile se efctueaza pe pista unui polygon de incercare, o serie de masuri de securitate sunt indeplinite automat de insasi constructia pistei. La pistele de incercare din poligoane prevazute cu mijloace specifice pentru masurari de dinamica (cellule fotoelectrice, aparate de televiziune, etc. ), in faza de pregatire a incercarii se va verifica buna functionare a acestor mijloace.

99

Page 100: termic bun11

6.2.3. Pregatirea aparatelor de masurare

Mijloacele de masurare a caracteristicilor dinamice si de tractiune pot fi foarte variate, cele mai moderne fiind dispuse uneori chiar in fata automobilului (amenajari ale pistei). Majoritatea aparatelor utilizate in present pentru msurari de dinamica sunt insa de tipul roata a 5 – a si urmeaza a fi montate pe automobil inainte de incercare; locul de dispunere se va allege functie de lungimea cablului flexibil al aparatului in raport cu a automobilului de incercat, de constructia specifica a structurii portante a autovehiculului si de tipul dispozitivului de montaj al aparatului. In unele situatii poate fi necesara realizarea unor elemente de adaptare intre aparatul roata a 5 – a si automobile. La incercarile de tractiune participa si automobilul de franare (remorca dinamometrica), astfel ca va fi necesara o verificare a acestuia atat ca automobile, cat si ca mijloc de franare sau chiar masurare, daca pe acesta sunt montateaparatele legate de traductorul de forta sau dispozitivul roata a 5 – a.

6.2.4. Conditii atmosferice de incercare

Pentru obtinerea unor rezultate practice neinfluentate de conditiile meteorologice in care sau efectuat masurarile este necesar ca presiunea atmosferica sa se gaseasca in limitele 720 765 mmHg, temperature aerului sa fie cuprinsa intre +5 ºC …+30 ºC, iar viteza vantului sa nu depaseasca 3 m/s. Se exclude deasemenea precipitatiile de orice forma. Respectarea conditiilor aratate restrange perioadele acceptabile pentru incercarile de dinamica si tractiune pe parcurs, fapt ce a determinat in buna masura realizarea unor standuri pentru incercari de dinamica si tractiune in conditii de laborator.

100