VZDUCHEM CHLAZENÁ HLAVA A VÁLEC
JEDNOVÁLCOVÉHO ČTYŘDOBÉHO MOTORU OBSAHU 500 CCM
Diplomová práce
Studijní program N 2301 Strojní inženýrství
Studijní obor: 2302T010 Konstrukce strojů a zařízení
Autor práce: Bc. Martin Novotný
Vedoucí práce Prof. Ing. Scholz Celestýn, Ph.D.
Liberec 2015
Prohlášení
Byl jsem seznámen s tím, že na mou diplomovou práci se plně vztahuje zákon č.
121/2000Sb., o právu autorském, zejména § 60 - školní dílo.
Beru na vědomí, že Technická univerzita v Liberci (TUL) nezasahuje do mých autorských práv užitím mé diplomové práce pro vnitřní potřebu TUL.
Užiji-li diplomovou práci nebo poskytnu-Ii licenci k jejímu využití, jsem si vědom povinnosti informovat o této skutečnosti TUL; v tomto případě má TUL právo ode mne požadovat úhradu nákladů, které vynaložila na vytvoření díla, až do jejich skutečné výše.
Diplomovou práci jsem vypracoval samostatně s použitím uvedené literatury a na základě konzultací s vedoucím mé diplomové práce a konzultantem.
Současně čestně prohlašuji, že tištěná verze práce se shoduje s elektronickou verzí, vloženou do IS STAG.
Datum:
Podpis:
Anotace
Diplomová práce se zabývá problematikou vzduchem chlazené hlavy a válce jednoválcového čtyřdobého motoru o obsahu 500 cm3. Pozornost je věnována teorii vzduchem chlazených motorů, jejich konstrukci a rozboru úprav pro zlepšení chlazení kritických míst hlavy, zejména pak v okolí výfukových sedel a zapalovací svíčky.
Pomocí programu Ricardo Wave je vytvořen termodynamický model motoru JAWA 889, který je výchozím podkladem pro optimalizaci. Výsledky vypočtených parametrů jsou použity jako vstupní podmínky pro simulaci chlazení pomocí software CFD, kde v několika krocích probíhá optimalizace rozložení teplot v kritických místech hlavy válce.
Klíčová slova: chlazení vzduchem, simulace proudění, CFD, Wave, hlava válce, válec
Annotation
This diploma thesis is concerned with air-cooled cylinder head and cylinder of single cylinder four stroke 500ccm engine. Theory of air-cooled engines, their construction and improvement possibilities for better cooling in critical spots of cylinder head especially those near exhaust seat and spark plug is described. Thermodynamic model of JAWA 889 engine is created using Ricardo Wave software and used as data source for optimalization. These parameters are used as input data for CFD software to simulate in several steps cooling process by optimalization of temperature values desposition in critical spots of cylinder head.
Keywords: Air cooling, simulation, CFD, Convection, Wave, Cylinder Head,
Poděkování
Tímto bych chtěl poděkovat mému vedoucímu diplomové práce panu prof. Ing.
Celestýnu Scholzovi, Ph.D. za odbornou pomoc a cenné rady, připomínky, ochotu a čas, který mi po celou dobu dával. Dále bych chtěl poděkovat společnosti AV Engineering za velikou pomoc při realizaci výpočtů proudění. Velké díky patří mé rodině a blízkým, kteří mě podporovali po celou dobu mého studia.
Obsah
Seznam symbolů a zkratek ... 9
Seznam tabulek a obrázků ... 11
1. ÚVOD ... 14
2. PROBLEMATIKA VZDUCHEM CHLAZENÝCH MOTORŮ ... 15
2.1 Sdílení tepla ve spalovacích motorech ... 15
Konvekce od plynů do stěn válce ... 15
Ustálené vedení tepla žebrovanou stěnou ... 17
2.2 Parametry pro zesílení či zeslabení tepelného toku ... 19
3. KONSTRUKCE HLAVY A VÁLCE MOTORU VZHLEDEM K VZDUCHOVÉMU CHLAZENÍ ... 21
3.1 Hlava ... 21
3.2 Válec ... 25
4. VÝVOJOVÉ TRENDY PARAMETRŮ A DATABÁZE MOTORŮ PLOCHODRÁŽNÍCH MOTOCYKLŮ ... 26
4.1 Vývojové trendy ... 26
Poznámky k motorům z tabulky ... 27
4.2 Současné vzduchem chlazené motory 500 ccm pro plochodrážní použití .. 29
5. NÁVRH VZDUCHEM CHLAZENÉHO VÁLCE A HLAVY ... 30
5.1 Popis motoru ... 30
5.2 Konstrukce hlavy ... 31
Provedené úpravy ... 31
5.3 Konstrukce válce ... 33
6. SIMULACE PRACOVNÍHO OBĚHU MOTORU ... 34
6.1 Vstupní parametry: ... 34
6.2 Schéma výpočtu v softwaru Wave:... 35
6.3 Vypočtené parametry ... 36
6.4 Rozdělení tepelných toků do jednotlivých partií motoru, které jsou ve stálém
kontaktu s náplní válce... 38
6.5 Určení tepelného toku do válce ... 39
7. Simulace přestupu tepla ... 44
7.1 Výpočtový model ... 44
Diskretizovaný model ... 46
7.2 Okrajové podmínky pro simulaci ... 47
Okrajové podmínky prostředí ... 47
Okrajové podmínky víka hlavy ... 47
Okrajové podmínky hlavy válce ... 48
Okrajové podmínky kolena výfuku ... 49
Okrajové podmínky válce motoru ... 49
Okrajové podmínky skříně ... 50
Okrajové podmínky pro víko skříně ... 51
7.3 Výsledky simulace ... 52
Hlava ... 52
Válec ... 53
Porovnání s naměřenými výsledky ... 55
7.4 Výsledky simulace modelu s novou hlavou (1. varianta) ... 56
Hlava ... 56
VÁLEC ... 57
7.5 Výsledky simulace modelu s novou hlavou (2. varianta) ... 59
Hlava ... 59
Válec ... 61
... 61
7.6 Výsledky simulace modelu s novou hlavou (3. varianta) ... 62
Hlava ... 62
Válec ... 63
7.7 Porovnání všech variant ... 63
8. Závěr ... 68
Seznam použité literatury ... 70
Seznam symbolů a zkratek
A [m2] Okamžitá plocha teplosměnného povrchu
b [m] Tloušťka žebra
C1, C2 [-] Konstanty ve Woschniho vztahu cs [m.s-1] Střední pístová rychlost
CA50
[°]
Úhel klikového hřídele vyhoření 50 % náplně válce CA10-90[°]
Úhel klikového hřídele mezi 10-90 % vyhoření náplněválce
D [mm] Vrtání
l [m] Délka žebra
Loj [mm] Délka ojnice
Mt [Nm] Točivý moment
n [min-1] Otáčky
n1 ,n 2,n3, n4, n5 [-] Exponenty
nmax [min-1] Maximální otáčky
p [Pa] Tlak ve válci motoru
pi [Pa] Střední indikovaný tlak
p0 [kPa] Referenční hodnota tlaku- okamžik zážehu pk [kPa] Tlak ve válci bez hoření (při nuceném protáčení).
P [kW] Výkon
Pmax [kW] Maximální výkon
𝒒̇ [W·m-1] Hustota tepelného toku
𝒒̇ [W·m-1] Střední hodnota hustoty tepelného toku 𝒒𝒛𝒛̇ [W·m-2] Hustota tepelného toku žebrovanou stěnou
𝐐̇ [W] Tepelný tok
𝐐𝒉̇ [W] Tepelný tok z náplně válce do hlavy
𝐐̇ 𝒍 [W] Tepelný tok z náplně válce do vložky válce 𝐐𝒑̇ [W] Tepelný tok z náplně válce do pístu
𝐐𝒛̇ [W] Tepelný tok žebrovanou stěnou
𝐐𝒆𝒗̇ [W] Tepelný tok z náplně válce do výfukových ventilů 𝐐𝒊𝒗̇ [W] Tepelný tok z náplně válce do sacích ventilů
𝑸𝒇𝒓𝒍̇ [W] Tepelný tok od tření vstupující do vložky válce 𝐐𝒇𝒓𝒑̇ [W] Tepelný tok od tření vstupující do pístu
Re [-] Reinoldsovo číslo
s [m] Redukovaná tloušťka desky
S [m2] Vnitřní plocha žebrované desky
Sz [m2] Vnější plocha žebrované desky
T [K] Teplota náplně válce
T0 [K] Referenční hodnota teploty- okamžik zážehu T1 [K] Teplota na vnějším povrchu žebrované desky Tc [K] Teplota okolí na vnějším povrchu žebrované desky Ts [K] Teplota v redukované tloušťce žebrované desky
Tw [K] Teplota stěny válce
Tokolí [K] Teplota okolí
Vz [cm3] Zdvihový objem
xr [m] Hloubka stěny, do které se projevuje kolísavá teplota α [W·m-2·K-1] Součinitel přestupu tepla
ε [-] Kompresní poměr
𝜂 [%] Účinnost žebra
𝜂d [%] Dopravní účinnost
λ [W·m-1·K-1] Tepelná vodivost
λz [W·m-1·K-1] Tepelná vodivost žebrované stěny λAl [W·m-1·K-1] Tepelná vodivost hliníku
λocel [W·m-1·K-1] Tepelná vodivost
𝜌 [kg/m3] Hustota směsi
φ [°] Úhel natočení klikové hřídele
BDC Bottom dead center – dolní úvrať
CFD Computational fluid dynamic
DOHC Double Over Head Camshaft
KH Kliková hřídel
O.P. Okrajové podmínky
OHC Over Head Camshaft
SOHC Single Over Head Camshaft
TDC Top dead center – horní úvrať
Seznam tabulek a obrázků
Obrázek 1: Průběh teploty náplně válce, teploty stěny válce a součinitele přestupu
tepla na pootočení KH [1] ... 15
Obrázek 2: Schéma výpočtu pro výpočet toku tepla ... 17
Obrázek 3: Závislost účinnosti žebrování na činiteli A [3] ... 18
Obrázek 4: Změna poměrného součinitele přestupu tepla po obvodě válce [3] ... 19
Obrázek 5: Obtékání rovinné desky [5] ... 20
Obrázek 6: Obtékání válce [5] ... 20
Obrázek 7: Chlazení můstku mezi sedly [3]... 22
Obrázek 8: Typické teploty ve válci zážehového motoru [6] ... 23
Obrázek 9: Umístění výfukového kanálu na plochodrážním motocyklu [7] ... 24
Obrázek 10: Duté ventily [8] ... 24
Obrázek 11 Graf litrového výkonu ... 27
Obrázek 12: Graf střední pístové rychlosti... 27
Obrázek 13: Graf středního efektivního tlaku ... 28
Obrázek 14:Graf výkonu ... 28
Obrázek 15: Graf točivého momentu ... 28
Obrázek 16: Motor JAWA 889 [10] ... 30
Obrázek 17: JAWA 889 [10] ... 31
Obrázek 18: Řez kanály před (vlevo) a po úpravě (vpravo) ... 32
Obrázek 19: Řez osou rozvodů před (vlevo) a po úpravě ... 32
Obrázek 20: Pohled zepředu hlavy. Vlevo před a vpravo po úpravě. ... 32
Obrázek 21: Válec motoru ... 33
Obrázek 22: Časování ventilů ... 34
Obrázek 23:Schéma motoru v prostředí Wave ... 35
Obrázek 24: Vnější otáčková charakteristika ... 36
Obrázek 25: p-V diagram... 36
Obrázek 26: Průběh teploty a tlaku v závislosti na pootočení KH ... 37
Obrázek 27: Průběh součinitele přestupu tepla v závislosti na pootočení KH ... 37
Obrázek 28: Průběh tepelného toku po délce vývrtu válce ... 39
Obrázek 29: Válec s vrstvami ... 40
Obrázek 30: Rozdělení odvodu tepla [12] ... 40
Obrázek 31: Model přestupu tepla [11] ... 42
Obrázek 32: Výpočtový model motoru ... 44
Obrázek 33: Doporučená velikost okolí [13] ... 45
Obrázek 34: Výpočtový model prostředí ... 45
Obrázek 35: Diskretizovaný model ... 46
Obrázek 36: Výpočtový model víka s barevnými plochami vyjadřující okrajové podmínky ... 47
Obrázek 37: Výpočtový model hlavy s barevnými plochami vyjadřující krajové podmínky ... 48
Obrázek 38: Výpočtový model kolena výfuku s barevnými plochami vyjadřující krajové podmínky ... 49
Obrázek 39: Výpočtový model válce motoru s barevnými plochami vyjadřující krajové podmínky ... 49
Obrázek 40: Výpočtový model skříně motoru s barevnými plochami vyjadřující krajové podmínky ... 50
Obrázek 41: Výpočtový model víka skříně s barevnými plochami vyjadřující krajové podmínky ... 51
Obrázek 42: Rozložení teplot na povrchu motoru ... 52
Obrázek 43: Rozložení teplot na hlavě ... 52
Obrázek 44:Rozložení teplot kolem výfukových sedel ... 52
Obrázek 45: teploty po obvodu svíčky a místa umístění bodů s teplotami kolem sedel ... 53
Obrázek 46: Teplotní pole na válci ... 53
Obrázek 47: Rozložení teplot na povrchu válce ze strany směsi ... 54
Obrázek 48: Porovnání naměřených a vypočtených hodnot teplot ... 55
Obrázek 49: Rozložení teplot na povrchu motoru ... 56
Obrázek 50: Rozložení teploty na povrchu hlavy ... 56
Obrázek 51: Rozložení teplot kolem sedel a závitu pro zapalovací svíčku ... 57
Obrázek 52 Rozložení teplot na válci (varianta 1) ... 57
Obrázek 53: Rozložení rychlosti v okolí výfukových kanálů (varianta 1) ... 58
Obrázek 54: Rozložení rychlosti a teploty vzduchu ... 58
Obrázek 55: Úpravy hlavy válce ... 59
Obrázek 56: Rozložení teplot na hlavě (varianta 2) ... 59
Obrázek 57: Rozložení teplot na sedlech ventilů a na díře pro svíčku (2. varianta) . 59 Obrázek 58: Rozložení rychlosti (vlevo) a teploty vzduchu (varianta 2) ... 60
Obrázek 59: Rozložení teplot na válci (varianta 2) ... 61
Obrázek 60: Úpravy hlavy pro iteraci 3 ... 61
Obrázek 61: Rozložení teplot na hlavě (varianta 3) ... 62
Obrázek 62: Rozložení teplot na sedlech ventilů a na díře pro svíčku (3. varianta) . 62 Obrázek 63: Rozložení rychlosti a teploty vzduchu (varianta 3) ... 62
Obrázek 64: Rozložení teplot na válci (varianta 3) ... 63
Obrázek 65: Původní varianta ... 64
Obrázek 66: Varianta 3 ... 64
Obrázek 67: Rozložení teplot na sedlech výfukových ventilů u všech variant ... 65
Obrázek 68: Rozložení teplot na svíčce u všech variant ... 66
Obrázek 69: Porovnání teplot na stěně válce v HÚ (vlevo) a v DÚ ... 66
1. ÚVOD
Motoristický sport vznikl díky vynálezu spalovacího motoru a zahrnuje automobilové a motocyklové závody. První použitelný motocykl představil roku 1885 Gottlieb Daimler a rok po něm vzniklo první motorové vozidlo. Roku 1899 byly uspořádány v rakouském Exelbergu první samostatné motocyklové závody jako silniční závody do vrchu.
Postupem času začalo vznikat mnoho druhů disciplín motoristického sportu a jedním z nich je plochá dráha. Tato sportovní disciplína se začala rozvíjet na více místech společně. Historici se však shodují na tom, že první závody se jely ve městě Cessnock v Austrálii. V první polovině 20. století se závody dostaly do Evropy a to konkrétně do Velké Británie. Tyto závody měly veliký úspěch a díky tomu se začaly ve Velké Británii vyrábět speciály pro plochou dráhu. Nejúspěšnější výrobci byli JAP a Rudge, kteří vytlačili ostatní stroje nejdříve v Británii a později i v celé Evropě. Mezi prvními u nás začala vyrábět motocykly pro plochou dráhu firma JAWA. Její první závodní motor byl vyroben roku 1931. Jednalo se o jednoválec OHC o objemu 500 ccm. Tento motor byl zastavěn do upraveného rámu cestovního stroje. Postupem času se stal tento jednoválec nejlepší pohonnou jednotkou u nás. Tento motor díky postupným úpravám dosáhl do roku 1943 údajně 36 kW. Díky 2. světové válce se však vývoj motocyklů přerušil. Po válce se začaly motory pro plochou dráhu vyrábět pod značkou ESO.
Jednalo se nejprve o kopii anglického motoru JAP. Později značka ESO začala vyrábět svoje, na tu dobu pro plochou dráhu nezvyklé, podčtvercové motory. V roce 1964 převzala firmu ESO značka JAWA, která vyvíjí a vyrábí motory pro plochou dráhu dodnes. Obecně pro motoristický sport platí, že nejdůležitějšími kritérii jsou rychlost, spolehlivost a zdatnost. Rychlost znamená mít dostatečně výkonný stroj, spolehlivost jeho správné dimenzování a zdatnost je otázkou šikovnosti řidiče. Jednou z věcí, kterou má většina plochodrážních motorů společnou je chlazení vzduchem.
S postupným zvyšováním výkonu stoupá i nárok na jednotlivé díly motoru. Mezi ně patří hlava a válec motoru. Tato diplomová práce se bude zabývat návrhem a optimalizací hlavy a válce vzduchem chlazeného motoru určeného pro plochodrážní motocykl.
Obrázek 1: Průběh teploty náplně válce, teploty stěny válce a součinitele přestupu tepla na pootočení KH [1]
2. PROBLEMATIKA VZDUCHEM CHLAZENÝCH MOTORŮ
Vzduchem chlazené motory se ve větší míře používají pro zástavbu do motocyklu z důvodu menší celkové hmotnosti, jednoduchosti a jeho rychlejšímu ohřátí po startu, nevýhodou je obtížné zvládnutí chlazení hlavy v místě výfukových kanálů větší hlučnost.
2.1
Sdílení tepla ve spalovacích motorech
Tepelná energie, která vzniká spalováním paliva, se přemění z 20-50 % na užitečnou práci, kde spodní část intervalu je pro zážehové motory a vrchní část platí pro motory vznětové. Další část tepla odchází s výfukovými plyny (25-45 %), chlazením se odvádí přibližně 25-40 %. Zhruba 4-10 % tvoří ztráty mechanické, které se rovněž mění na teplo. Tyto hodnoty jsou průměrné a závisí na typu motoru, jeho konstrukci, období pracovního oběhu, jeho zatížení, způsobu chlazení a dalších parametrech. Lze však obecně říct, že při menším zatížení klesá podíl tepla, které je využito na užitečnou práci, a stoupá podíl tepla, které je odvedeno výfukovými plyny a chlazením. Taktéž stoupá podíl mechanických ztrát.
Přenos tepla, které se vytváří ve válci motoru lze rozdělit do tří dějů, a to na konvekci mezi plynem ve válci motoru a jeho stěnami, kondukci stěnami a na konvekci mezi stěnami a chladícím médiem.
Konvekce od plynů do stěn válce
Tepelné toky, které vznikají mezi plynem a stěnami pracovního prostoru, jsou časově i místně proměnné. Jak je vidět na obrázku 1, plyn, který má nízké teploty, je od válce ohříván stěnami spalovacího prostoru. Při vyšších teplotách plynu bude naopak ohřívat plyn stěny. Tato skutečnost znamená energetické ztráty. Přívod tepla od stěn do plynu probíhá na počátku komprese a tím se snižuje plnicí účinnost.
Je-li motor v ustáleném stavu, toto sdílení tepla se dá považovat za stacionární, protože kolísavé teploty (kmitání teplot) ve válci motoru se projevují jen do malé hloubky. Tato hloubka se zmenšuje se zvětšující se harmonickou frekvencí teplotní amplitudy. Například hloubka stěny xr při otáčkách 4900 min-1 pro hlavu z hliníkové slitiny je podle [2] 2,52 mm a u litiny je to 1,26 mm. Tok tepla se může tedy považovat za ustálené sdílení tepla od této hloubky.
Pro realizaci výpočtů tepelných toků je z praktického hlediska třeba, aby byly vztahy pokud možno vyjádřeny analyticky. V tomto případě tepelný tok mezi náplní a stěnou je možno popsat Newtonovým vztahem:
Q̇ = αA(𝑇 − 𝑇𝑤) (1)
Kde A je okamžitá hodnota teplosměnného povrchu. Tato hodnota není u válce konstantní, ale závisí na okamžité poloze pístu ve válci.
Součinitel přestupu tepla α závisí na vytvořené hydrodynamické a termo- kinetické mezní vrstvě proudění, takže v různých místech spalovacího prostoru nabývá v daném okamžiku různých hodnot.
Určením vztahu, který by vyjádřil součinitel přestupu tepla na ostatních veličinách, se zabývalo více autorů. Jedním z autorů je Woschni. Empirický vztah pro součinitel α vypadá takto:
α = 794𝐷−0,2𝑝0,8𝑇−0,53[𝐶1𝑐𝑠+ 𝐶2𝑇0𝑉𝑧
𝑝0𝑉1(𝑝 − 𝑝𝑘]0,8 (2)
Hodnoty konstant C se liší pro různé motory a různé doby motoru. Hodnoty okamžité teploty a tlaku závisí na větším množství činitelů (bohatost směsi, začátek hoření, rychlost hoření, provozní režim). Tabulka 1 znázorňuje empirické vztahy pro změnu parametru α.
Tabulka 1: Parametry ovlivňující součinitele přestupu tepla na straně spalování
Poznámky k tabulce:
Někteří autoři uvádí i opačný vliv teploty na součinitel α než je uveden v tabulce, proto je uvedeno v tabulce rozmezí od záporných hodnot.
Ustálené vedení tepla žebrovanou stěnou
Poznámka: Tato kapitola jednorozměrného vedení tepla slouží pro představu a orientaci v konstrukčních parametrech, které ovlivňují velikost toku tepla v žebrované stěně. Ve skutečnosti se však jedná o vedení tepla v trojrozměrném prostoru.
Obrázek 2 znázorňuje žebrovanou desku. Redukovaná deska tloušťky s. Deska na hladké straně má plochu S a na straně žeber plochu Sz. Plocha Sz sestává z povrchu žeber a z povrchu desky mezi nimi. Teplota na vnitřní straně je Ts. Teplota T1 je považována za konstantní po celé ploše Sz. Tepelný tok tepla se určí z Fourierova zákona.
Vlivy Pro zvýšení α Empirická závislost Hodnoty exponentu Střední pístová rychlost 𝐜𝐬 Zvýšení 𝑐𝑠 𝛼~𝑐𝑠𝑛1 𝑛1 = 0,25 𝑎ž 1 Teplota směsi ve válci T Zvýšení T 𝛼~𝑇𝑛2 𝑛2 = −1 𝑎ž + 0,56 Tlak směsi ve válci 𝐩 Zvýšení 𝑝 𝛼~𝑝𝑛3 𝑛3 = 0,25 𝑎ž 0,9 Hustota směsi Zvýšení 𝜌 𝛼~𝜌𝑚𝑇𝑛4 𝑚 = 0,5 𝑎ž 0,66
n4=1 Součinitel přebytku
vzduchu λ
snížení λ
Dopravní účinnost 𝛈𝐝 Zvýšení 𝜂𝑑 𝜂𝑑~𝑝𝑖 𝛼~𝑝𝑖𝑛5 𝑛5 = 0,58 až 0,69
Obrázek 2: Schéma výpočtu pro výpočet toku tepla
𝑄𝑧̇ = −𝜆𝑧𝑆𝑑𝑇
𝑑𝑥 (3)
Tento tepelný tok je roven toku, který je odveden mezi žebry a vzdušninou, která proudí okolo žeber. Podle Newtonova zákona tedy platí:
𝑄̇𝑧 = α𝑆𝑍(𝑇1− 𝑇𝑐) (4) Po integraci rovnice (3) a úpravě se stanoví hustota toku žebrovanou stěnou:
𝑞𝑧𝑧̇ =𝑄̇𝑧
𝑆𝑧 → 𝑞𝑧𝑧̇ =1𝑇𝑆−𝑇𝐶 𝛼+𝑠
𝜆𝑧 𝑆𝑧
𝑆
(5) Kde 𝑟 = 1
𝛼+ 𝑠
𝜆𝑧 𝑆𝑧
𝑆 je tepelný odpor.
𝑆𝑧
𝑆 se nazývá součinitel žebrování.
Teplota 𝑇1 ve skutečnosti není po povrchu žebra konstantní. U vnějšího okraje bude teplota nižší než teplota vnitřního okraje. Proto se zavádí účinnost žebra. Je to poměr mezi teplem, které žebro ve skutečnosti odvedlo, k teplu vypočítanému pro T1= konst.
Účinnost žebra podle [2] se vyjádří jako:
𝜂 = √𝜆𝑧𝑏
𝛼𝑙2 tanh √𝛼𝑙2
𝜆𝑧𝑏 (6)
Takže hustota toku žebrovanou stěnou, která se blíží skutečnosti, se vyjádří jako:
𝑞𝑑̇ = 𝜂𝑞𝑧𝑧̇ (7)
Metoda tohoto výpočtu se dá použít i pro žebra tvarovaná. Na obrázku 3 je vidět závislost účinnosti žebrování na činiteli A.
Z hlediska účinnosti je nejlepší žebro takové, které je tvořeno dvěma parabolami. Toto žebro je ale složité na výrobu a tak se používá žebro lichoběžníkové.
Obrázek 3: Závislost účinnosti žebrování na činiteli A [3]
2.2 Parametry pro zesílení či zeslabení tepelného toku
Při návrhu motoru se analyzují konstrukční uzly motoru a jsou na ně kladeny požadavky na zesílení, případně i zeslabení tepelného toku. Tyto požadavky se realizují rozborem rovnic, které plynou z výpočtu tepelných toků. U motorů se tyto parametry mění až po analýze všech jeho uzlů. Hledají se ta místa, kde je tepelný odpor největší. Sníží-li se tepelný odpor v těchto místech, tok tepla se zvětší, sníží se teploty a tím i teplotní napětí.
Pro jednoduchou stěnu, kolem které z obou stran proudí tekutina, platí:
𝑞̇ = 𝑇1− 𝑇3 1
𝛼1 + 𝑠 𝜆𝑧+ 1
𝛼2
Kde jmenovatel se značí jako tepelný odpor. Pro snížení tepelného odporu se dají upravit tři parametry, a to: Zmenšit tloušťku stěny s, zvolit jiný materiál, který má větší tepelnou vodivosti 𝜆𝑧. Jako další se nabízí zvětšit součinitel přestupu tepla 𝛼1 ze strany plynu a 𝛼2 ze strany chladiva. Tyto dva parametry závisí na více faktorech, pro 𝛼1 platí tabulka, která je popsána výše. Pro 𝛼2 platí následující text.
Vliv proudění
Jak je vidět na obrázku 4, pro jednoduchý válec je největší součinitel přestupu tepla na náběhové straně a poté klesá. Nejnižší hodnota nastane mezi 90° a 110°. Je to dáno snížením tepelné vodivosti tekutiny. Součinitel 𝛼2 opět vzrůstá, jelikož se přestane vytvářet mezní vrstva a proudění je na zadní straně vírnaté. Snižuje-li se úhel náběhu chladicího proudu, součinitel 𝛼2 klesá, protože se změní typ proudění.
Obrázek 4: Změna poměrného součinitele přestupu tepla po obvodě válce [3]
(8)
Obtékání rovinné desky a válce
Při obtékání rovinné desky vzniká na počátku laminární mezní vrstva. Když Reynoldsovo číslo překročí kritickou hodnotu, tato mezní vrstva se změní ve vrstvu turbulentní. Součinitel α náhle vzroste při kritickém Re. Turbulence proudu může zvýšit součinitel o 20–40 %. Proto je pro zvýšení 𝛼2 vhodné, aby byl proud co nejvíce rozvířen.
U žebrovaného válce součinitel 𝛼2 roste se zvýšením rychlosti a hustoty chladicího média. V úzkých mezerách (< 2 mm) se vytvářejí hůře cirkulace a volné turbulence, to má nepříznivý vliv na součinitel 𝛼2. Se zvětšující se tloušťkou žebra se snižuje 𝛼2.
Obrázek 5: Obtékání rovinné desky [5]
Obrázek 6: Obtékání válce [5]
3. KONSTRUKCE HLAVY A VÁLCE MOTORU VZHLEDEM K VZDUCHOVÉMU CHLAZENÍ
Druhý zákon termodynamiky říká, že se nemůže veškeré teplo, které vzniká spalováním, přeměnit na užitečnou práci. Okolo 25-40 % energie se odvádí do chlazení motoru. Při práci pístového spalovacího motoru dosahuje střední teplota ve spalovacím prostoru teplot mezi 600 K a 1100 K. Stěny součástí, které tvoří spalovací prostor, mají mít teplotu, která leží mezi teplotou plynů a teplotou chladiva. Teploty stěn nesmí překročit jisté mezní hodnoty, aby nedošlo k fyzikálním a mechanickým změnám vlastností materiálu. Při nadměrném vzrůstu teploty klesá tvrdost materiálu, modul pružnosti a pevnost materiálů součástí. Krom toho se mění jak součinitel tepelné vodivosti, tak i součinitel tepelné roztažnosti. Tyto změny spolu s teplotní nerovnoměrností ohřevu a ochlazování vedou k tepelným pnutím součástí a změnám ve vůlích mezi součástmi.
Výhodou vzduchového chlazení proti vodnímu je jeho jednoduchost, menší hmotnost motoru, což je u závodních motocyklů důležité. Další výhoda je jednoduchá údržba a rychlejší zahřátí motoru na provozní teplotu. Nevýhodou je vyšší hlučnost daná proměnlivým tlakem, který vzniká ve válci motoru, který rozkmitá žebra, a chybí zde utlumení díky prostoru s kapalinou. Z těchto důvodů se musí díly vyrábět s vyššími tolerancemi, a to má za následek větší spotřebu oleje a paliva během zahřívací fáze.
Toto se projevuje na životnosti motoru a jeho výkonu. U většiny motocyklů se používá chlazení náporové. To znamená, že motocykl má nezakrytý motor a je ochlazován proudem vzduchu, který vzniká díky rychlosti jízdy. Motor tedy nepotřebuje žádný ventilátor ani čerpadlo, a tudíž mu není odebírán žádný výkon. Chlazení je ale nerovnoměrné a jeho účinek závisí na rychlosti jízdy.
3.1 Hlava
Hlava válce, která tvoří jeho víko, je namáhána od předpětí hlavových šroubů, od proměnlivého tlaku a od tepelných rozdílů. Teplotní namáhání je nerovnoměrné.
Vzniká od okamžité teploty spalování a od teplot výfukových plynů ze strany spalování a nerovnoměrným proudem vzduchu ze strany vnější. Aby bylo teplotní namáhání co nejnižší, je třeba, aby bylo teplotní pole co nejrovnoměrnější.
Při nerovnoměrném rozložení teplot vznikají deformace, které způsobují změnu geometrického tvaru válce. O rovnoměrnosti teplot rozhoduje zejména účinek chlazení
Obrázek 7: Chlazení můstku mezi sedly [3]
kritických míst. Za kritická místa se dá označit můstek mezi svíčkou a sedlem výfukového ventilu. Je tedy třeba navrhnout uspořádání hlavy tak, aby se do těchto míst co nejlépe dostalo chladivo a pokud možno s co nejnižší teplotou, které nebylo ohřáté od jiných zdrojů tepla. Jako další je kritické místo mezi sedly samotnými.
Obrázek 8 ukazuje správný návrh chlazení můstku mezi ventily a) kapalinou chlazeného a za b) vzduchem chlazeného motoru.
Dále se dá považovat za kritické místo kolem sedel ventilů. Při rovnoměrném rozložení teplot kolem sedel se zabezpečí to, že vkládaná sedla se neuvolní z hlavy.
Chlazení těchto míst se také řeší používáním různých usměrňovačů a deflektorů, které jsou umístěny na rámech motocyklu.
Teplota hlavy válce by neměla být větší než 250 až 270 °C. Horní mez platí pro litiny, spodní pak pro hlavy z hliníkové slitiny. Při zvyšování teplot nad 200 °C u hliníkových slitin rychle klesá pevnost materiálu. Pokles pevnosti se projevuje praskáním hlav, dále pak trvalými deformacemi, které vznikají v těsnicí ploše mezi válcem a hlavou. Dalším důvodem je, že při překročení těchto teplot dochází k předčasnému zažehnutí směsi od horkých míst. Obrázek 9 znázorňuje typické hodnoty teplot zážehového motoru při ustáleném stavu.
Jak je vidět na obrázku 8 partie s nejvyšší teplotami a tedy i původce vzniku předčasného zažehnutí směsi je talířek výfukového ventilu. Sedlo výfukového ventilu odvádí zhruba 75 % tepla z ventilu. Proto je nutné, aby teplo, které je odváděno, mělo co nejkratší cestu do chladícího vzduchu. Ideální konstrukce hlavy je taková, že je celý obvod sedla rovnoměrně ochlazován. U výfukového kanálu se musí volit kompromis, a to takový, aby kanál byl co nejkratší a pokud možno rovný bez velkých ohybů, aby teplo, které přestupuje z výfukových plynů do hlavy, bylo co nejmenší. S protikladem zrovnoměrnění teplot kolem sedel ventilu tím, že se kanál zvýší a tím se dostaneme s více žebry do kritických míst kolem sedel ventilů. Dále je vhodné umístit výfukový kanál vzduchem chlazených motorů dopředu, po směru jízdy, aby se právě k němu a i k sedlům přednostně přiváděl vzduch, který kolem proudí. Toto řešení má ale také negativní vliv, a to takový, že vzduch, který chladí okolí sacího kanálu, je už ohřátý a má menší chladicí účinnost. Teplota sacích kanálů, je tedy vyšší a sníží se tím objemová účinnost motoru. Tomuto konstrukčnímu řešení se i tak dává přednost, a to kvůli rovnoměrnosti rozložení teplot. Na obrázku 9 je toto umístění vidět.
Obrázek 8: Typické teploty ve válci zážehového motoru [6]
Další možností chlazení ventilů je použití ventilů chlazených sodíkem v dutině stopky a talířku. Po ohřátí sodíku ve ventilu nad 97 °C se stane kapalným a ventil je zaplněn jen do poloviny. Pohyb způsobí tzv. „shaker“ efekt a díky tomu přenáší intenzivněji teplo do sedla a dříku ventilu. Teplota ventilu musí být bezpečně pod teplotou 883 °C, neboť právě tato teplota je teplotou varu sodíku. Tímto řešením se údajně sníží teplota ventilu o 15-20 %.
Chladící žebra by měla mít teplotu, která je o 110 °C větší, než je teplota okolního prostředí. Žebra se rozmisťují po povrchu tak, aby bylo co nejrovnoměrnější rozložení teploty. Vzduch, který kolem proudí, musí mít co nejmenší odpor, aby se dostal do kritických míst. Žebra hlavy tvoří 60 až 75 % z celého povrchu žeber. Rozteč žeber je 5 až 10 mm, vysoké jsou okolo 40 mm a jejich tloušťka je 2 až 3 mm u kořene a 1,2 mm až 1,5 mm na vrcholu. Hranice rozměru udává technologie výroby, obyčejně odlévání do kokil. Pro extrémně tepelně namáhané motory, jako jsou například letadlové, se používají hlavy kované s frézovanými žebry, kde se výšky žeber pohybují přes 80 mm.
Obrázek 10: Duté ventily [8]
Obrázek 9: Umístění výfukového kanálu na plochodrážním motocyklu [7]
3.2 Válec
Vnitřní teplota válce by měla být kolem 180 °C. Střední teplota žeber, stejně, jako u hlavy, by měla být o 110 °C vyšší než teplota okolí. Tloušťka stěny válce má být navržena tak, aby tok tepla odpovídal uvedenému tepelnému spádu. Proto se tloušťka stěny ve směru zdvihu pístu mění. Nejmenší tloušťku válec mívá ve 2/3 od horní úvratě, neboť spodní část pozvolna přechází v opěrnou přírubu. Ta má tloušťku 5-6 % délky válce. V některých případech se mění i tloušťka stěn po obvodě, aby se snížily deformace, které jsou dány teplotním napětím. Rozložení žebrování je konstruováno po celé délce dráhy pístních kroužků. Jejich příčný tvar je většinou trojúhelníkový nebo lichoběžníkový. Žebra se společně s válcem vyrábí buď odléváním a poté se už neobrábí, což je častější metoda, nebo se vyrábí soustružením. Odlévaná žebra mívají rozteč okolo 8 mm a tloušťku žeber 2-3 mm u volně ofukovaných válců. U soustružených žeber bývá tloušťka 1 mm a rozteč 3,5 mm. Výška žeber se volí zpravidla do 18 mm. Pro zrovnoměrnění teplot a snížení deformací se používá nesouměrné žebrování. Zvýšení účinnosti chlazení se u žeber realizuje tvorbou výřezů, které jsou provedeny až ke stěně válce, díky nimž se tvoří turbulence, které zvyšují jejich účinnost. Zlepšení chlazení se dále dosáhne tím, že proud vzduchu nabíhá pod úhlem kolem 20°. Díky tomu vzniká mezi žebry víření a zvětšuje se tím součinitel přestupu tepla.
Vnitřní teplota válce by měla být vždy vyšší než 140 °C. Tato teplota je nazývána teplotou kritickou. Při nižší teplotě se snižuje tloušťka olejového filmu. Zejména pak v horní úvrati, kde je okamžitá rychlost pístu nulová. Tím dochází k růstu opotřebení válce. Pod touto teplotou leží také rosný bod kyselin, které vznikají při spalování. Tyto kyseliny zvyšují opotřebení a právě při kondenzaci je jejich účinek nejvyšší. Spodní partie válce může mít nižší teplotu, neboť je tam nižší tlak a tomuto tlaku přísluší nižší teplota kondenzace. Nadměrné teploty válce působí také negativně na opotřebení válce. Je to dáno tím, že dochází ke spalování oleje a k podstatnému zhoršení jeho mazacích schopností. Hodnoty teplot degradace oleje se pohybují podle literatury [15]
mezi 225 a 350°C.
4. VÝVOJOVÉ TRENDY PARAMETRŮ A DATABÁZE MOTORŮ PLOCHODRÁŽNÍCH MOTOCYKLŮ
4.1 Vývojové trendy
První vlastní motor vyrobený v ČSR určený pro plochou dráhu byl vyroben firmou JAWA a datuje se k roku 1931. Následující tabulka vybraných motorů o obsahu 500 ccm shrnuje vývojový trend plochodrážních motocyklů Jawa (ESO).
Tabulka 2: Databáze motorů JAWA (ESO)
Stř. efektivní tlak [MPa]: Stř. píst. rychlost [m.s-
1]: Průměr výf. ventilu[mm]: Průměr sacího ventilu:[mm] Průměr ventilů: Úhel ventilů: Kompresní poměr: Max. točivý moment [Nm/min-1]:
sdasd Max. výkon [kW/min-1]: Vrtání x zdvih[mm]x[mm]: Zdvihový objem [cm3]: Druh rozvodů: Počet ventilů: Motor: Rok: Typ motoru:
- - - - - - - 29 Nezjištěn
o 498 OHV 2 4T 1V 1931 JAWA
500
- - - - - 14 - 27 80x99 498 OHV 2 4T 1V 1950 ESO
1,18 20,5 42 47 60° 14 47/5500 32,3/750
0 88x82 498,5 OHV 2 4T 1V 1953 ESO-S45
1,2 18,04 42 47 60° 14 47,9/600
0 36,8/660
0 88x82 498,5 OHV 2 4T 1V
OHV 1959 ESO DT6
1,45 23,895 30 35 35° 13,5 57/7500 41/8850 88x81 492,4 DOHC 4 4T 1V 1975 JAWA
894
1,47 25,23 30 35 35° 13,5 58/7000 44,5/870
0 85x87 493,4 DOHC 4 4T 1V 1976 JAWA
895
1,5 24,94 29 34 35° 12,5 59/7500 48/8600 85x87 493,4 OHC 4 4T 1V 1983 JAWA
897
1,52 26,1 29 34 35° 12,5 60/7500 49/9000 85x87 493,4 OHC 4 4T 1V 1988 JAWA
898
1,55 26,1 29 34 35° - 61/7500 50,7/900
0 85x87 493,4 OHC 4 4T 1V 1991 JAWA
899
1,13 32,867 31 35 35° 12,5-16 45/8000 48-50/10000 90x78,6 500 OHC 4 4T 1V DNES JAWA 889
Poznámky k motorům z tabulky
První dva motory neměly další označení. ESO (dále nemělo žádné označení) bylo kopií anglického motoru JAP 4B. Hlava i válec byly vyráběny z Al slitiny. S-45 byl první motor vlastní konstrukce ESA- podčtvercový motor, který v té době nebyl obvyklý. DT- 6 vzešlo z modelu S-45. Pro vyšší výkon byl úpraven profil vačky. Dále byly upraveny materiály některých komponent pro zvýšení životnosti. JAWA 894 měla novou hlavu i válec, koncepce rozvodů 2xOHC. Vačkové hřídele byly uloženy na jehlových klecích.
U motoru 898 se odstoupilo z důvodu složité výroby a velké robustnosti od systému DOHC a přešlo se zpět na 1x OHC. Výrobce začal nabízet 3 typy vaček a hlavy s různými typy sacích kanálů a jezdec si tak mohl vybrat, co mu vyhovuju pro danou trať. Místo litinových vložek, které byly lisovány do válce z hliníkové slitiny, se začal používat na motoru válec z hliníkové slitiny s povrchem vložky válce Nikasil. V roce 1991 byl poprvé motor nakloněn tak, že osa válce svírala 30° s horizontální rovinou.
Tím se snížilo těžiště a zlepšila se ovladatelnost motocyklu. Dříve byly motory vestavovány jako stojaté. Následující grafy shrnují vývojové trendy výkonnostních parametrů.
40 60 80 100 120
1930 1950 1970 1990 2010 2030
Litrový výkonPl[kW.dm-3]
Rok
Litrový výkon
17 22 27 32 37
1940 1960 1980 2000 2020
Střední pístová rychlost Cs [m.s-1]
Rok
Střední pístová rychlost
Obrázek 11 Graf litrového výkonu
Obrázek 12: Graf střední pístové rychlosti
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6
1950 1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020
Střední efektivní tlak pe[Mpa]
Rok
Střední efektivní tlak
20 25 30 35 40 45 50 55
1930 1940 1950 1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020
Výkon [kW]
Rok
Výkon
43 45 47 49 51 53 55 57 59 61 63
1950 1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020
Točivý moment [Nm]
Rok
Točivý moment
Obrázek 13: Graf středního efektivního tlaku
Obrázek 14:Graf výkonu
Obrázek 15: Graf točivého momentu
4.2 Současné vzduchem chlazené motory 500 ccm pro plochodrážní použití
Motory o obsahu 500 ccm pro plochodrážní motocykly vyrábí dva výrobci, a to JAWA Divišov a italská firma GM. Tyto motory jsou velmi podobné. Oba jsou čtyřdobé, vzduchem chlazené, SOHC se čtyřmi ventily. Parametry obou motorů shrnuje následující tabulka.
Technická data JAWA Typ 889-10-208 GM Typ MK200/90
motor vzduchem chlazený
4 taktní jednoválec SOHC
vzduchem chlazený 4 taktní jednoválec SOHC
zdvihový objem VZ 499 cm3 499 cm3
vrtání D 90 mm 90 mm
zdvih pístu Zp 78,6 mm 78,5 mm
maximální výkon P 48-50 kW 45,6-48,5 Maximální točivý
moment
45 Nm 40-50 Nm
Maximální otáčky 12000 min-1 11500 min-1
palivo metanol metanol
Obrázek 16: Motor JAWA 889 [10]
5. NÁVRH VZDUCHEM CHLAZENÉHO VÁLCE A HLAVY
Konstrukce hlavy válce motoru vychází z motoru Jawa 889, který slouží jako pohon pro plochodrážní motocykly. Tyto motory jsou používány mnoha jezdci na různých úrovních. Cílem této práce je optimalizovat tyto komponenty vzhledem ke snížení lokálních extrémních teplot a jejich zrovnoměrnění.
5.1 Popis motoru
Jedná se zážehový, čtyřdobý, vzduchem chlazený jednoválec. Důležité informace udávané výrobcem shrnuje následující tabulka.
Technická data Typ 889-10-208
motor vzduchem chlazený, 4-taktní jednoválec SOHC zdvihový objem VZ 499 cm3
vrtání D 90 mm
zdvih pístu Zp 78,6 mm
délka ojnice Loj 163 mm
kompresní poměr ε 12,5-16:1 maximální výkon P 48-50 kW maximální otáčky n 12000 min-1
palivo metanol
Tabulka 3: Data motoru JAWA 889-10-208
5.2 Konstrukce hlavy
Konstrukce hlavy vychází z původní konstrukce, aby bylo použito co možná nejvíce původních komponent. Zachoval se tedy původní tvar spalovacího prostoru, všechny části rozvodů, včetně vačky samotné, ventily, sedla ventilů, jak sací, tak výfukový kanál, víko hlavy a hlavové šrouby.
Spalovací prostor má tvar půlkulový. Antidetonační mezera je 1 mm. Jedná se o čtyřventilové provedení, které má jednu vačku. Toto provedení není zcela výhodné z pohledu chlazení, neboť se vzduch hůře dostává mezi sedla ventulů a svíčku.
Z tohoto hlediska by bylo vhodnější použít systém DOHC. Naopak je výhodnější z hlediska jednoduchosti, menší robustnosti a velikosti. Jak vačka, tak čepy vahadel jsou uloženy na jehlových ložiskách. Zapalovací svíčka je vůči ose válce vyosena o 2,5 mm směrem k výfukovým kanálům a úhel mezi ní a podélnou rovinou motoru je 21,5° kvůli jednoduchému přístupu během montáže. Úhel válce je skloněn vzhledem k horizontální rovině o 30°. Vpředu po směru jízdy je vyústění výfukového kanálu, který je skloněn od podélné roviny o 12°.
Provedené úpravy
Úpravy jsou provedeny tak, aby při zachování co největšího počtu původních dílů se co možná nejvíce zvětšil průtok vzduchu do kritických míst. Navržené změny, které budou podrobeny simulaci a porovnání, jsou vidět na následujících obrázcích.
Obrázek 17: JAWA 889 [10]
Obrázek 18: Řez kanály před (vlevo) a po úpravě (vpravo)
Na obrázku 18 je vidět úprava kolem sedel ventilů, aby k jejich chlazení mohlo co možná nejvíce vzduchu. Dále je zde upravena tloušťka stěn kolem vodítka ventilů pro lepší odvod tepla. Jako další lze na obrázku pozorovat úpravu stěn kanálů pro lepší přístup vzduchu.
Obrázek 19 znázorňuje úpravy, díky kterým se může vzduch dostat do okolí kanálů, vodítek ventilu a dna spalovacího prostoru. U původní hlavy toto nebylo možné.
Obrázek 19: Řez osou rozvodů před (vlevo) a po úpravě
Obrázek 20: Pohled zepředu hlavy. Vlevo před a vpravo po úpravě.
Další úpravu znázorňuje obr. 20, kde byla vytvořena skulina mezi nálitkem pro hlavové šrouby a šachtou rozvodů pro přístup vzduchu do kritických míst.
5.3 Konstrukce válce
Konstrukce válce vychází z původního motoru, kde před optimalizací byla tato konstrukce ponechána. Válec je vyroben ze slitiny hliníku s lokálně utvořeným povrchem Nikasil. Žebra má lichoběžníkového průřezu.
Obrázek 21: Válec motoru
6. SIMULACE PRACOVNÍHO OBĚHU MOTORU
Pro určení okrajových podmínek pro pozdější výpočet bylo třeba sestavit výpočtový model pro stanovení neznámých parametrů. K simulování oběhu motoru byl použit software firmy Ricardo Wave 8.4.
6.1 Vstupní parametry:
zdvihový objem VZ 500 cm3
vrtání D 90 mm
zdvih pístu Zp 78,6 mm
délka ojnice Loj 163 mm kompresní poměr ε 14,5
palivo metanol
Vibeho model hoření Exponent Viebeho funkce m= 2
Bod při vyhoření 50% hmotnosti směsi CA50= 7°KH Doba hoření pro vyhoření 10 - 90% hmotnosti směsi CA10-90= 30°KH
Model přestupu tepla Woschni Průměr sacího ventilu 31 mm Průměr výfuk. ventilu 28 mm
Obrázek 22: Časování ventilů
Počáteční podmínky pro teploty:
Průměrná teplota dna pístu: 𝑇𝑝í𝑠𝑡 = 523𝐾 Průměrná teplota vložky válce: 𝑇𝑣𝑙𝑜ž𝑘𝑦= 423𝐾 Průměrná teplota hlavy válce: 𝑇ℎ𝑙𝑎𝑣𝑦= 423𝐾 Průměrná teplota sacího ventilu: 𝑇𝑠𝑣 = 523𝐾 Průměrná teplota výfukového ventilu: 𝑇𝑣𝑣 = 823𝐾
6.2 Schéma výpočtu v softwaru Wave:
Na obrázku 23 je vidět schéma pro výpočet termodynamických veličin motoru, výkonových charakteristik atd. Potřebné veličiny byly získány z manuálu výrobce motoru, od pana Ing. Václava Rychtáře Ph.D. a zbytek podle Help manuálu SW Wave.
Na následujících obrázcích jsou vidět vypočtené parametry motoru.
Obrázek 23:Schéma motoru v prostředí Wave Karburátor s nátrubkem Sací kanály Výfukové kanály
kanály
Výfukové potrubí Tlumič výfuku s koncovkou
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600
p[bar]
V[cm3]
P-V DIAGRAM 6.3 Vypočtené parametry
Jak lze vidět na obrázku 24, nejvyššího výkonu motor dosahuje při 10000 min-1. Při těchto otáčkách je motor nejvíce tepelně zatížen, a proto se tyto otáčky zvolily pro další výpočty. Tyto otáčky navíc spadají do intervalu nejvyužívanějších otáček při závodě.
Následující grafy jsou právě pro 10000min-1.
Obrázek 25: p-V diagram
Obrázek 24: Vnější otáčková charakteristika
Obrázek 26: Průběh teploty a tlaku v závislosti na pootočení KH
Obrázek 27: Průběh součinitele přestupu tepla v závislosti na pootočení KH
6.4 Rozdělení tepelných toků do jednotlivých partií motoru, které jsou ve stálém kontaktu s náplní válce
Díky měnícím se vlastnostem náplně ve válci se určují střední hodnoty hustoty tepelných toků. Z nich se vypočítají jednotlivé tepelné toky. Střední hodnota hustoty tepelného toku, při níž je směs ve stálém kontaktu se stěnami, se vypočte jako integrál přes celý pracovní cyklus:
𝑞̇ = 1
720∫ 𝑞(𝜑)
720
0
𝑑𝜑 = 1
720∫ [𝛼(𝜑)(𝑇𝑔𝑎𝑠(𝜑) − 𝑇𝑤)]
720
0
Střední hodnota součinitele přestupu tepla se spočte jako:
𝛼̅ = 1
720∫ 𝛼(𝜑)
720
0
𝑑𝜑
Střední hodnota teploty náplně válce:
Střední hodnota hustoty tepelného toku:
𝑞̇ = 𝛼̅(𝑇̅𝑔𝑎𝑠− 𝑇𝑤)
Ze střední hodnoty hustoty tepelného toku se potom vypočte tepelný tok:
𝑄̇ = 𝑞̇𝑆
Kde S je plocha partie, která je v kontaktu s náplní válce. Střední teplota a střední hodnota součinitele přestupu tepla byla vypočtena z hodnot ze SW Wave. Jelikož teploty stěny jsou neznámé, tak byly tyto teploty odhadnuty. V těchto výpočtech jde tedy o odhady tepelných toků.
Tepelný tok do hlavy:
𝑄ℎ̇ = 𝑞̇𝑆ℎ= 𝛼̅𝑆ℎ(𝑇̅𝑔𝑎𝑠− 𝑇𝑤) = 815 ∙ 4,04 ∙ 10−3∙ (1061 − 423) = 2100𝑊
(9)
h d T
T
gas gas
720 . 1 720
0
(10)
(11)
(12)
(13)
6.5 Určení tepelného toku do válce
Vzhledem k tomu, že náplň válce není ve stálém kontaktu s vložkou po celém jejím vývrtu, bylo třeba k určení toku přistupovat jinak než v předešlých výpočtech. Tepelný tok do válce se skládá ze čtyř dílčích toků: tepelný tok z náplně válce 𝑸̇𝑔𝑙, který není konstantní po celé délce vývrtu, potom teplo vzniklé třením díky kontaktu pístu, pístní kroužků a válce 𝑸̇𝑓𝑟𝑙. Dále pak teplo, které přestupuje z pístu do vložky 𝑸̇𝑝𝑙. Posledním je teplo odvedené vlivem odpařování paliva ze stěny válce.
Platí tedy:
𝑸̇𝑙= 𝑸̇𝑔𝑙+ 𝑸̇𝑓𝑟𝑙+ 𝑸̇𝑝𝑙+ 𝑸̇𝑣𝑙
Tepelný tok z náplně válce byl vypočten tak, že zdvih válce byl rozdělen na 39 vrstev.
Průběh teploty a součinitele 𝛼 byl rozdělen do 156 kroků (4 doby x 39 vrstev).
Jednotlivé tepelné toky do všech vrstev byly vypočteny tak, že když byla vrstva v daném kroku v kontaktu s náplní válce, přidělila se jí okamžitá teplota a okamžitý součinitel 𝛼. Pokud byla vrstva v daném kroku v zákrytu s pístem, tak se jÍ přidělily hodnoty 𝛼=2000W·m-2·K-1 a teplota 373K. Tyto hodnoty odpovídají tomu, že plochy jsou smáčené olejem. Teplo, které jde do válce díky tření, bylo spočteno v SW Wave, viz strana 39. Podle literatury [12] teplo, které je vedeno z pístu do válce, bylo zjednodušeně určeno tak, že se předpokládá, že teplo které je vedeno do pístu se rozdělí podle poměru ploch, které jsou v kontaktu s válcem a ploch které jsou v kontaktu s olejovou mlhou. Tento poměr je zhruba 0,3. To znamená, že 30 % jde z pístu do válce. Toto teplo bylo rovnoměrně rozděleno po celé délce zdvihu.
Obrázek 28: Průběh tepelného toku po délce vývrtu válce 0
200 400 600 800 1000 1200
0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 56 60 64 68 72 76 80 84
Tepelný tok [W]
Délka zdvihu [mm]
Průběh tepelného toku od náplně,tření a z pístu po délce zdvihu
Díky tomu, že je použito u tohoto motoru palivo metanol, které má vysokou hodnotu výparného tepla, je zde velký chladící účinek. Hodnoty tohoto tepla byly převzaty z [12].
Model válce byl rozdělen na dvě části. První částí vývrtu, je část, na kterou směřují sací kanály a druhou částí je zbytek, viz obrázek 30. V tomto modelu se předpokládá, že až 60 % přivedeného tepla do válce se podílí na odvodu tepla ze stěn válce. Z této hodnoty se 60 % podílí na výseči, kam směřují sací kanály (červeně označená výseč).
Konkrétní hodnoty tepelného toku pro plochu 2 mm široké vrstvy [12] : Více ochlazovaná část válce (výseč 60° - označeno červeně) 103W Méně ochlazovaná část válce (výseč 300°- označeno modře) 68W
Obrázek 29: Válec s vrstvami
Obrázek 30: Rozdělení odvodu tepla [12]
