LABORATORIO DE MOTORES DE COMBUSTION INTERNA: PROCESO DE ADMISION Y FORMACION DE LA MEZCLA DE UN MOTOR ECH I) OBJETIVO: •
Determ Determina inarr la infl influen uenci ciaa de los los regím regímene eness de funci funciona onamie miento nto efic eficien iencia cia volumétrica volumétrica y exceso de aire, que son los parámetros que caracterizan el proceso de admisión y de formación de la mezcla.
•
Real Realiz izar ar un estu estudi dioo expe experi rime ment ntal al del del comp compor orta tami mien ento to del del mo moto torr Fo Ford rd (gasolinero) en función de la carga y la velocidad.
•
Estudio de las curvas características de coeficiente de llenado y exceso de aire vs la carga y las RPM. Para ello se realizará un ensayo con h=cte. y luego RPM=cte.
II) FUNDAMENTO TEORICO
GENERALIDADES Para realizar el ciclo de trabajo en un motor de combustión interna a pistón, es preciso expulsar del cilindro los productos de la combustión formados en el ciclo anterior e introducir en él la carga fresca del aire (motores diesel) o de la mezcla aire – combus combusti tible ble (moto (motores res con con carbu carburad rador). or). Los proces procesos os de admis admisión ión y escape escape está estánn vinculados vinculados entre sí y en función del número de tiempos del motor. La cantidad de carga fresca suministrada depende de la calidad con que se limpia el cilindro del motor. Por eso el proceso de admisión de debe analizar tomando en consideración los parámetros que caracterizan el desarrollo del proceso de escape, examinando todo el complejo de fenómenos que se refieren al proceso de intercambio de gases en conjunto. PARAMETROS DEL PROCESO DE ADMISIÓN La cantidad de carga fresca que ingresa en el proceso de admisión, es decir, el llenado del cilindro, depende de los siguientes factores: Resistencia hidráulica
en el sistema de admisión, que hace disminuir la presión de la
carga suministrada en la magnitud
Pa;
Existenc Existencia ia de cierta cierta cantidad cantidad Mr de
productos quemados (gases residuales) en el
cilindro, que ocupan parte de su volumen; Calentamiento de la carga
por las superficies de las paredes del sistema de admisión y
del espacio interior del cilindro en la magnitud disminuye la densidad de la carga introducida.
T,
como consecuencia de la cual
La infl influe uenc ncia ia que que ejer ejerce ce cada cada uno uno de los los fact factor ores es indi indica cado doss pued puedee acla aclara rars rsee analizándolos por separado. Presión en el cilindro en el periodo de llenado. La existencia existencia de resistencias resistencias en el sistema de admisión admisión conduce a que la la cantidad de carga fresca que entra en el cilindro del motor, disminuye debido al decrecimiento decrecimiento de la densidad de la carga. La disminución de la presión en el sistema de admisión y en el cilindro depende del régimen de velocidad del motor, de las resistencias hidráulicas en todos los elementos del sistema, del área de las secciones de paso por donde se desplaza la carga fresca y de su densidad. Utilizando Utilizando la ecuación de Bernoulli podemos escribir. P K
+
ρ K
2 w K
2
+ gZ K =
P a
ρ a
+ β
2
2 wad
2
+ ξ ad
2 wad
2
+ gZ a
Donde: ρ K : ρ a
densidad de la carga en la entrada del cilindro.
: densidad de la carga en el cilindro.
w K : velocidad del aire en la entrada del sistema de admisión.
: velocidad media del aire en todo el proceso de admisión (medida en la válvula
wad
por ser la sección más estrecha del sistema de admisión) en m/s. Z K : altura de nivel desde el eje del sistema de admisión Z a
: altura de nivel desde el eje de la válvula de admisión.
ξ ad : Coeficiente de resistencia del sistema de admisión referida a su sección más estrecha. wc : velocidad media del aire en la sección examinada del cilindro.
β =
wc wad
: (coef. de amortiguación de la velocidad de la carga carga en la sección examinada examinada del
cilindro).
Asumiendo: wk = 0, Z k = Z a ,
ρ k
= ρ a ,
Reemplazando en la ecuación anterior se obtiene: 2
∆ P a = P k − P a = ( β + ξ ad ) 2
∆ P a
wad
2
ρ k
: perdidas hidráulicas en el sistema.
La infl influe uenc ncia ia que que ejer ejerce ce cada cada uno uno de los los fact factor ores es indi indica cado doss pued puedee acla aclara rars rsee analizándolos por separado. Presión en el cilindro en el periodo de llenado. La existencia existencia de resistencias resistencias en el sistema de admisión admisión conduce a que la la cantidad de carga fresca que entra en el cilindro del motor, disminuye debido al decrecimiento decrecimiento de la densidad de la carga. La disminución de la presión en el sistema de admisión y en el cilindro depende del régimen de velocidad del motor, de las resistencias hidráulicas en todos los elementos del sistema, del área de las secciones de paso por donde se desplaza la carga fresca y de su densidad. Utilizando Utilizando la ecuación de Bernoulli podemos escribir. P K
+
ρ K
2 w K
2
+ gZ K =
P a
ρ a
+ β
2
2 wad
2
+ ξ ad
2 wad
2
+ gZ a
Donde: ρ K : ρ a
densidad de la carga en la entrada del cilindro.
: densidad de la carga en el cilindro.
w K : velocidad del aire en la entrada del sistema de admisión.
: velocidad media del aire en todo el proceso de admisión (medida en la válvula
wad
por ser la sección más estrecha del sistema de admisión) en m/s. Z K : altura de nivel desde el eje del sistema de admisión Z a
: altura de nivel desde el eje de la válvula de admisión.
ξ ad : Coeficiente de resistencia del sistema de admisión referida a su sección más estrecha. wc : velocidad media del aire en la sección examinada del cilindro.
β =
wc wad
: (coef. de amortiguación de la velocidad de la carga carga en la sección examinada examinada del
cilindro).
Asumiendo: wk = 0, Z k = Z a ,
ρ k
= ρ a ,
Reemplazando en la ecuación anterior se obtiene: 2
∆ P a = P k − P a = ( β + ξ ad ) 2
∆ P a
wad
2
ρ k
: perdidas hidráulicas en el sistema.
Para las secciones más estrechas del sistema de admisión y del cilindro la ecuación de continuidad es: wad f ad
= Cp
máx
F p
f ad
: área de la sección de paso de la válvula (o de la sección más estrecha).. estrecha). .
Cp máx
: velocidad máxima del pistón.
F p
: área de la cara del pistón.
Cp máx
= R ω
1 + λ 2
ω = 2π n : (n, frecuencia de rotación del cigüeñal). λ =
wad
R L
, relación entre el radio de la manivela R y la longitud de la biela L.
= Cp más
F p f ad
π D 2 1 Rn 1 + λ ( )( ) = 2π f ad 4 2
= A1
n f ad
Reemplazando wad en la ecuación de perdidas hidráulicas se obtiene: 2
∆P a =
2
( β
+ ξ ad )(
A1 n
2
2
)(
1 2
f ad
)ρ k
= A2
n
2
2
f ad
En los motores de automóvil automóvil modernos modernos de cuatro tiempos tiempos con las válvulas válvulas dispuestas en la parte superior la posibilidad de aumentar la superficie f ad está está lim limitad itadaa por condiciones de ubicación de las válvulas en la culata. Siendo Vh = constante en caso de disminuir la carrera del pistón será necesario aumentar respectivamente el diámetro D del cilindro, lo que permitirá instalar válvulas con mayor sección de sus gargantas de paso. La superficie de la sección de paso en las válvulas puede incrementarse utilizando cámaras de combustión en las cuales las válvulas van dispuestas inclinadamente. Según datos experimentales obtenidos al investigar motores de automóviles, para la apertura completa de la válvula en el régimen nominal, la velocidad de movimiento de la carga en la sección de paso es 50 – 130 m/s, los coeficientes de resistencia están entre los valores de 2.5 – 4. En los motores motores de cuatro cuatro tiempos tiempos sin sobreali sobrealiment mentació aciónn los datos datos experime experimental ntales es muestran que Pa = (0.8 – 0.9)Po, mientras que para los que emplean sobrealimentación Pa = (0.9 – 0.96)P k .
Cantidad de gases residuales. En el proceso de escape no se logra desalojar por completo del cilindro los productos de la combustión, ocupando éstos cierto volumen a presión P r y temperatura T r respectivas. En el proceso de admisión los gases residuales se expanden y mezclándose con la carga fresca que ingresa, hacen disminuir el llenado del cilindro, La cantidad de gases residuales Mr depende del procedimiento empleado para limpiar el cilindro, así como de la posibilidad del barrido del cilindro por la carga fresca. La cantidad de gases residuales se caracteriza por una magnitud relativa denominada coeficientes de gases residuales. γ r
=
M r M 1
En los motores de cuatro tiempos, que tiene traslapo de válvula (no mayor de 30 – 40°), el cual excluye la posibilidad de barrido, puede considerarse que al final de la carrera de escape los gases residuales ocupan el volumen de la cámara de combustión Vc=Vh/(ε1), y por lo tanto, su cantidad: M r
=
P r V c R v T r
La magnitud P r queda definida por la presión del medio ambiente al cual se expulsa los gases, es decir, por la presión P o en caso en caso de escape a la atmósfera o Pp cuando en el escape se instala un silenciador o un colector, habiendo sobrealimentación por turbocompresor. La temperatura T r depende de la composición de la mezcla del grado de expansión y del intercambio de calor en la expansión y en el escape. En los motores de gasolina, en los cuales la composición de la mezcla varía entre límites relativamente pequeños, la temperatura Tr , decrece insignificativamente al disminuir la carga. La temperatura T r en los motores Diesel es considerablemente menor (en 200 – 300 K), comparada con la de los motores a gasolina, debido a las relaciones de compresión y respectivamente de expansión más altas y a las temperaturas más bajas en este último proceso. Es muy importante señalar que el aumento de la relación de compresión siempre va acompañado de la disminución de M r . El número de moles de la carga fresca M 1 se caracteriza por las condiciones de llenado y regulación de la carga. Al disminuir la carga en los motores a gasolina mediante la reducción de los gases la magnitud M 1decrece. Al haber sobrealimentación M 1 aumenta.
En los motores a gasolina el coeficiente
γ r
es mayor, que en los motores Diesel,
debido a menores relaciones de compresión. Al disminuir la carga en los motores a gasolina
γ r
aumenta. Al introducir la sobrealimentación el coeficiente
γ r disminuye
como resultado de una mayor cantidad de M 1. En los motores a gasolina T r
γ r
= 0.06 …..0.10; en los motores diesel
=900 ……1000K para motores a gasolina,
T r
En los motores de cuatro tiempos el coeficiente
γ r
= 0.03 …..0.06;
=700 ……900K para motores diesel,
γ r puede
ser disminuido utilizando la
sobrealimentación y aumentando en cierta medida el traslapo de las válvulas. ϕ s Coeficiente de barrido ϕ s :
=
M 1 M 1 + M r
Temperatura de calentamiento de la carga. La carga fresca durante su movimiento por el sistema de admisión y dentro del cilindro entra en contacto con las paredes calientes, elevándose su temperatura en
T.
EL grado
de calentamiento de la carga depende de la velocidad de su movimiento, de la duración de la admisión, así como de la diferencia de temperaturas entre las paredes y la carga. Al aumentar la temperatura de la carga su densidad disminuye, por eso el calentamiento especial del sistema de admisión en el motor de carburador es conveniente solo hasta cierto límite correspondiente al calor necesario para la vaporización del combustible. El calentamiento excesivo influye negativamente sobre el llenado del cilindro. ∆T = ∆T l .c . − ∆T vap ∆ T l .c .
: Incremento de la temperatura de la carga fresca debido al intercambio de calor.
T vap ∆
: Disminución de la temperatura de la carga fresca, debido a la vaporización del
combustible. El cálculo de
T
se dificulta debido a la ausencia de datos suficientes para elegir el
coeficiente de transmisión de calor y la temperatura media de las superficies, así como a la complejidad en determinar la parte de combustible que se ha evaporado durante el proceso de admisión (en los motores de gasolina). Como resultado de esto, durante el cálculo térmico del motor la temperatura
T
se adopta basándose en los resultados
experimentales y en cálculos indirectos. Si el sistema de intercambio de gases ha sido diseñado correctamente, la carga fresca que ingresa al cilindro del motor Diesel sin sobrealimentación, será
T
20 – 40°C. Para el motor con formación externa de la
mezcla T = 0 – 20°C. Temperatura al terminar la admisión
La temperatura
T a
puede calcularse sobre la base del balance térmico, compuesto para
la carga fresca y para los gases residuales antes y después de su mezcla. Asumiendo que el proceso de transferencia de calor se realiza a presión constante y que C p”=
C p.
c p M 1 (T k
c p M r T r = c p (M 1 +M r )T a + ∆T ) +ϕ
De donde: T a
=
M 1 (T k
+ ∆T ) + ϕ M r T r
M 1 + M r
Puesto que: M 1
+ M r = M 1 (1 + γ r )
Entonces T a
=
T k
+ ∆T + ϕ γ r T r
1 + γ r
Coeficiente de llenado (η V) El grado de perfección del proceso de admisión se acostumbra evaluar por el coeficiente de llenado o rendimiento volumétrico n v que es la razón entre la cantidad de carga fresca que se encuentra en el cilindro al inicio de la compresión real, es decir, al instante en que se cierran los órganos del intercambio de gases, y aquella cantidad de carga fresca que podría llenar la cilindrada (volumen de trabajo del cilindro) en las condiciones de admisión. Los cálculos muestran que para los motores con formación externa de la mezcla, que funcionan con combustible líquido, la diferencia entre los coeficientes de llenado, calculando considerando la condición de la carga fresca puede ser el aire o la mezcla aire – combustible, es insignificante. Por eso en lo sucesivo, para estos motores así como para los de tipo Diesel, vamos a determinar la n v la cantidad de aire admitida al cilindro. Según la definición: nv = Gar / (Vh*ρ k ) = Vk / Vh donde Gar es la cantidad másica real de carga fresca que se encuentra en el cilindro al inicio de la compresión, en Kg; Vk, el volumen ocupado por la carga fresca y reducido a las condiciones de admisión (Pk y Tk), en m 3.
En los motores de cuatro tiempos con barrido del cilindro en el periodo de traslapo de las válvulas y en los motores de dos tiempos parte de la carga fresca suministrada se pierde en el barrido y no participa en los procesos de compresión y combustión. η v
=
P P 1 ϕ 1ε a − ϕ ϕ s r T k + ∆T ε − 1 P k P k T k
Según datos experimentales: η v 1 η v 2
=
T k 1 T k 2
Diversos factores que influyen sobre el coeficiente de llenado Se puede decir que sobre el valor del coeficiente de llenado influyen la presión P a y la temperatura Ta al final de la admisión, el calentamiento de la carga, el coeficiente de gases residuales, la temperatura T r y la presión P r , la relación de compresión, los coeficientes de recarga y de barrido. A su vez, dichas magnitudes dependen de una serie de factores y, además, están relacionadas entre sí. Relación de compresión
Si los demás parámetros se mantiene constantes, entonces para mayores valores de , el
coeficiente de llenado aumentara. En la realidad, al crecer
varían también otros
parámetros (disminuye el coeficiente y temperatura de los gases residuales, aumenta el calentamiento de la carga y otros). Además influye sobre n v de barrido de la cámara de combustión. Se puede mostrar analíticamente que siendo el barrido completo de la cámara con el aumento de
el coeficiente n v disminuye. Sin embargo, al elevar
, nv
puede tanto aumentar como disminuir, en función del factor que ejerza mayor influencia. Presión al final de la admisión
La presión P a es la que ejerce mayor influencia sobre n v. Se puede concluir que la
Pa
depende de las resistencias en el sistema de admisión y varía proporcionalmente al cuadrado de la velocidad media de la carga en la sección mínima de la tubería de admisión. Al aumentar la velocidad de la carga en la sección mínima de admisión, el coeficiente de llenado disminuye, lo cual debe tenerse en cuenta al diseñar el sistema de admisión cuando se requiere aumentar la velocidad de la carga.
Presión y temperatura en la entrada
La presión de la carga en la entrada ejerce cierta influencia sobre la magnitud del coeficiente de llenado. Al aumentar Pk, sin variar la presión de escape, la relación Pa/Pk crece. Lo que conduce al incremento de n v. El aumento de n v cuando crece P k es una consecuencia de la disminución relativa de las perdidas hidráulicas, así como también de cierta disminución del calentamiento
T,
debido al enfriamiento más intenso de las superficies que intercambian calor durante el barrido del cilindro. Con el aumento de la temperatura Tk, por efecto de la menor diferencia entre las temperaturas de las paredes y del aire, la intensidad del intercambio de calor y la magnitud
T
disminuyen, mientras n v crece. En los motores de carburador, siendo la
temperatura Tk elevada, mayor cantidad de calor, introducida con el aire, se gasta también en el calentamiento y vaporización del combustible, así como para recalentar sus vapores. Presión de los gases residuales
La presión Pr también influye sobre n v. El aumento de la presión P r manteniendo constante la temperatura T r , corresponde a la presencia de mayor cantidad de gases residuales en el cilindro. En este caso gran parte de la carrera del pistón desde el P.M.S. se gasta para la expansión de los gases residuales y la admisión comienza más tarde, como consecuencia de lo cual el coeficiente n v disminuye. La resistencia del sistema es proporcional al cuadrado de la velocidad de salida del gas en la sección mínima de paso y, por lo tanto, es proporcional al cuadrado de la frecuencia de rotación del cigüeñal del motor. Tomando en consideración la menor influencia de P r sobre nv, en algunas estructuras de motores disminuyen las secciones de paso de las válvulas de escape en cierta medida aumentando respectivamente las secciones de paso de las válvulas de admisión, obteniendo de esta manera el incremento de nv. Temperatura de los gases residuales
Puede considerarse que T r no influye sobre n v, ya que la mezcla suministrada al calentarse se expande tanto como se comprimen los gases residuales al ceder el calor a la mezcla admitida o al aire. Calentamiento de la carga
En los motores con formación externa de la mezcla parte del calor introducido con el aire se gasta en calentar y evaporar la gasolina. Sin embargo, en la mayoría de los casos la cantidad de calor del aire, empleado para los fines indicados, no puede garantizar la completa vaporización. Por eso, para este tipo de formación de la mezcla, está se calienta adicionalmente en los conductos de admisión. Hay que tener en cuenta que el calentamiento excesivo del sistema de admisión, en caso del cual a la mezcla aire – combustible se le suministrara más calor del necesario para la vaporización del combustible, conduce a un incremento injustificado de la magnitud de T
y a la correspondiente disminución del coeficiente n v y de la carga másica.
Llenado del motor a n = constante variando la carga
Al disminuir la carga del motor de carburador y cerrar respectivamente la mariposa de gases, las pérdidas hidráulicas se incrementan, lo que conduce a la variación del carácter con que transcurre el proceso de intercambio gaseoso. Al cerrar demasiado la mariposa de gases, el coeficiente de gases residuales crece. Debido a la menor temperatura de la superficie, a causa de disminuir la carga decrece un poco. Sin embargo, la variación de
T
es en este caso insignificante. Como resultado
de la acción conjunta de estos factores, al reducir la carga el coeficiente n v también disminuye. Influencia de la variación de “n” sobre el llenado de los motores de cuatro tiempos
Cuando el motor funciona cambiando la frecuencia de rotación y a máxima carga (según la característica externa de velocidad) sobre la calidad del llenado influyen la resistencia en el sistema de admisión, el calentamiento de la carga y la presencia de gases residuales. Cuando la frecuencia de rotación aumenta la resistencia del sistema crece proporcionalmente al cuadrado de la misma, como resultado de esto
Pa
también
crece, en tanto que la presión Pa disminuye. A pesar de que la temperatura media de la superficie transmisora de calor se eleva, la temperatura de calentamiento de la carga
T
disminuye, debido a que el tiempo de intercambio de gases decrece. El coeficiente de gases residuales aumenta un poco. Al aumentar la frecuencia de rotación, n v al principio crece y luego, después de alcanzar su valor máximo valor, decrece.
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE En el motor de automóvil la cantidad de aire realmente consumida puede ser, en función del tipo de formación de la mezcla, de las condiciones de encendido y combustión, así como del régimen de funcionamiento, mayor, igual o menor que la necesaria teóricamente para la combustión completa. La relación entre la cantidad real de aire que ingresa al cilindro del motor (l, en Kg o L, en Kmol) y la cantidad de aire teóricamente necesaria para la combustión de 1 Kg de carburante, se denomina coeficiente de exceso de aire y se designa con la letra :
= L/Lo
Siendo la mezcla estequiometrica L = Lo (l = lo) el coeficiente de exceso de aire si
<1
(insuficiencia de oxígeno), la mezcla se denomina rica; cuando
= 1;
> 1 (exceso
de oxigeno), la mezcla se denomina pobre. En los motores de gasolina con encendido de la mezcla homogénea por chispa y con regulación combinada, cuando la mariposa de gases está completamente abierta, la mayor economicidad y el transcurso suficientemente estable del proceso de combustión se logra siendo
= 1.1 – 1.3.
La máxima potencia de estos motores se obtiene enriqueciendo ligeramente la mezcla (
= 0.85 – 0.9). Para alcanzar un trabajo estable del motor a bajas cargas y en vacío se
necesita un mayor enriquecimiento de la mezcla. En caso de
< 1, debido a la
insuficiencia de oxígeno, el combustible no se quema totalmente, como consecuencia de lo cual durante la combustión el desprendimiento de calor es incompleto y en los gases de escape aparecen los productos de la oxidación incompleta (CO, H, CH 4 y otros). DIFERENCIAS NOTABLES ENTRE EL MOTOR DIESEL Y EL MOTOR DE ENCENDIDO POR CHISPA En los motores Diesel la mezcla aire-combustible se realiza dentro del cilindro del motor (formación interna de la mezcla) y la regulación de la mezcla al variar la carga es cualitativa, es decir, la cantidad de aire suministrado al cilindro es aproximadamente constante, y sólo se incrementa o disminuye la alimentación de combustible.
Estos 2 factores determinan que tanto el proceso de admisión como el de formación de la mezcla difieran sustancialmente de los mismos procesos en los motores de carburador (ECH). Las diferencias más notables entre ambos motores durante el proceso de admisión son:
Menor caída de presión en el colector de admisión, por la ausencia de carburador. Menor γr debido a mayores ε de los motores Diesel. Este coeficiente, al disminuir la carga, en los motores a gasolina aumenta, mientras que en los motores Diesel es prácticamente constante. No es necesario del calentamiento adicional del colector de admisión, como, a veces, se emplea en el motor de carburador para intensificar el proceso de vaporización del combustible. En el motor Diesel el combustible se inyecta y evapora al final de la compresión, por eso calentar la carga de aire durante la admisión no es conveniente, ya que aumenta ∆T y, respectivamente, disminuye η V. En el motor Diesel siempre hay que disminuir el calentamiento de la carga durante la admisión. Al disminuir la carga del motor de carburador (con N = cte) y cerrar respectivamente la mariposa de gases, las pérdidas de presión en la admisión se incrementan; esto provoca también el incremento de los gases residuales. Debido a la menor temperatura de las paredes, por la disminución de la carga, el calentamiento de la carga fresca decrece un poco. Sin embargo, la variación de ∆T es en este caso insignificante. Como resultado conjunto de estos factores, al reducir la carga el coeficiente
ηV disminuye.
Los motores Diesel de 4 tiempos de aspiración natural no tienen en su sistema de admisión dispositivo alguno para cambiar la cantidad de aire que suministra al cilindro. En consecuencia, cuando aumenta N = cte y varía la carga, relacionado con el suministro de una mayor cantidad de combustible, la temperatura de las paredes del colector se eleva, la transferencia de calor a la carga fresca (al aire) aumenta y respectivamente ∆T crece y, a pesar de que las pérdidas hidráulicas no varían, como resultado del calentamiento, la cantidad admitida de aire disminuye ligeramente con el incremento de la carga. El coeficiente γ r casi no varía al modificar la carga. La influencia conjunta de todos los factores conduce a que en el motor Diesel el coeficiente
ηV disminuya ligeramente al aumentar la
carga.
Sobre el η V , cuando el motor funciona cambiando la frecuencia de rotación, según la característica externa de velocidad, influyen la resistencia hidráulica en el sistema de
admisión, el calentamiento de la carga fresca y la presencia de gases residuales. Al mismo tiempo, ejercen gran influencia las fases de distribución de los gases y los fenómenos ondulatorios que aparecen en los colectores de admisión y escape. El efecto combinado de todos estos factores determinan que, tanto en el motor Diesel como en el motor de carburador, al aumentar la frecuencia de rotación,
ηV al principio crezca y luego, después de alcanzar su máximo valor, decrezca. Las diferencias en el proceso de formación de la mezcla entre estos 2 tipos de motores
son muy notorias y están estrechamente relacionadas con el método de encendido. En los motores de carburador , una mezcla aire-combustible, muy homogénea en su composición ingresa los cilindros durante la carrera de compresión, gracias a la acción de la chispa eléctrica de la bujía, se produce el encendido de la mezcla. Esto se produce siempre y cuando el coeficiente α esté entre los límites de inflamabilidad de las mezclas aire-gasolina (aprox. 0.6 ≤ α ≤ 1.2), en caso contrario la mezcla no arde. En los motores Diesel , la inyección del petróleo Diesel se realiza grados antes de que el pistón llegue al PMS, y hay un periodo de tiempo (periodo de retardo) durante el cual se va preparando la mezcla aire-combustible para su autoencendido, después de esto el proceso de inyección trascurre simultáneamente con el de combustión. Una vez finalizado el proceso de inyección, los vapores del combustible mezclado con el aire residual, siguen combustionándose (combustión residual). Este es el motivo de que en el motor Diesel, a diferencia del motor de carburador, se pueda lograr combustiones de mezclas con coeficientes de exceso de aire tan variable (desde α = 5 o más en los regímenes de vacío, hasta α entre 1.4 y 1.6 en los regímenes nominales); es decir, el α varía constantemente durante el proceso de inyección, y también de un lugar a otro en la cámara de combustión, y sólo se producirá el autoencendido en aquellos lugares donde el α local alcance un valor cercano al estequiométrico (α
≈ 0.9),
global puede tener valores fuera de los límites de inflamabilidad.
III) PROCEDIMIENTO
a pesar de que el α
PARA EL MOTOR FORD Encender el motor Ford. Manteniendo la apertura de la válvula mariposa constante (abierta 25%), variar las RPM en forma decreciente, tomando para cada caso datos de la fuerza en el dinamómetro, tiempo de consumo del combustible, valor del manómetro inclinado, temperatura del líquido refrigerante (agua), temperatura y presión del aceite. Manteniendo las RPM constante (2500 rpm), variar la apertura de la válvula mariposa en forma creciente, tomando para cada caso datos de la fuerza en el dinamómetro, tiempo de consumo del combustible, valor de la caída de presión en el manómetro inclinado, temperatura del líquido refrigerante (agua), temperatura y presión del aceite. Apagar el motor. PARA EL MOTOR PETTER Arrancar el motor Petter y calentarlo hasta que la temperatura del líquido refrigerante, en la entrada, sea 70 °C. El coeficiente de exceso de aire
varíade 0.46 a 0.57 aprox., en el rango variar las RPM
en forma decreciente, tomando para cada caso datos de la fuerza en el dinamómetro, tiempo de consumo del combustible, valor de la caída de presión en el manómetro inclinado y en el manómetro en “U”, temperatura del líquido refrigerante (agua) a la entrada y salida, temperatura y presión del aceite. Manteniendo las RPM constante (1500 rpm), variar la posición de la cremallera en forma decreciente, tomando para cada caso datos de la fuerza en el dinamómetro, tiempo de consumo del combustible, valor de la caída de presión en el manómetro inclinado y en el manómetro en “U”, temperatura del líquido refrigerante (agua) a la entrada y salida, temperatura y presión del aceite. Apagar el motor.
3.3 BANCO DE PRUEBAS DEL MOTOR FORD
Depósito de combustible
Generador
Depósito de aire
Motor Ford
Tablero de Control
3.4 BANCO DE PRUEBAS DEL MOTOR PETTER
Intercambiador de Calor Motor Petter
Dinamómetro
Generador
Medidor de caudal de combustible
Manómetro en “U”
Manómetro inclinado
Tablero de Control
IV) DATOS OBTENIDOS MOTOR FORD DATOS ADICIONALES Potencia efectiva (Ne) Cilindrada (Vh) Cantidad de cilindros Relación de compresión Densidad del combustible(gasolina) Densidad del agua(T = 20ºC) Coeficiente de descarga (Cf) Diametro de la seccion de ingreso del aire(pulg) Presion atmosferica (mmHg) Temperatura ambiente (ºC) Longitud del brazo del eje Densidad del aire Relación estequiométrica (lo)
39HP/5000rpm 1100cm 3 4 8.9/1 0.735 gr/cm 3 1000 Kg/m3 0,69 1 760 17 0,32 m 1.225 Kg/m3 15
1 pinta = 473.18ml
MOTOR PETTER DATOS ADICIONALES Potencia efectiva (Ne)
8.2HP/2000rpm
Cilindrada(Vh)
659cm3
Cantidad de cilindros
1
Relación de compresión
16.5/1
Densidad del combustible (Diesel 2)
0.850 gr/cm 3
Densidad del agua (T = 20ºC)
1000 Kg/m3
Presión atmosférica (mmHg)
758
Temperatura ambiente (ºC)
18.8
Longitud del brazo del eje
0,31 m
Densidad del aire
1.293 Kg/m3
Relación estequiométrica (lo)
14.45
V) CALCULOS Y RESULTADOS a) Consumo de combustible GC (kg/s) GC
= 3 .6
∆V ∆t
ρ comb
(kg/h)
∆V = volumen en cc
∆t = tiempo en s
ρ comb
= densidad en gr/cm3
b) Consumo de aire teorico G teorico (kg/s) Gteorico
* n * V h * ρ aire (kg/h)
= 30
c) Consumo de aire real Gar (kg/s) En el Motor Ford: Gar
= 3600
* C d * Af
2g * ∆S * sen (15 º ) * ρ aire *
ρ agua
(kg/h)
2
Ar =( (π / 4) * Dr m2; Dr =1 pulg. g = gravedad m/s 2 ∆S = var iación del manometro liquido en ( m ) ρ aire
= densidad en Kg/m3
En el Motor Petter: Gar
= 5.8365
P −10 ∆ P 0 13 . 6 (kg/h) ×∆S × sen (α ) × 0.464 × T + 273 0
∆P = caída de presión en el manómetro en U (cm H 2O) ∆s = caída de presión en el manómetro inclinado (cm H 2O) α = ángulo de inclinación del manómetro inclinado (30º) d) Coeficiente de exceso de aire α α =
Gar Gcomb * l O
lo= relación estequiometrica
e) Coeficiente de llenado (eficiencia volumetrica) η v
=
η v
Gar Gteorico
f) Momento efectivo: Me (N .m) Me
= F * L
(N.m)
F = fuerza en el dinamómetro (N) L = brazo del eje hasta el dinamómetro (m)
g) Potencia efectiva del motor Ne (kw) Ne
=
Me = Momento efectivo (N.m), n= RPM
5.1 MOTOR FORD
Me * n 9550
(kw)
1º Experiencia: Δh = cte. (apertura de la válvula mariposa) Tabla de valores obtenidos: Tabla de valores calculados: Punto 1 2 3 4 5 6 7 Punto 1 2 3 4 5 6 7
N RPM 3015 2712 2412 2100 1820 1490 1220
Δh % 35 35 35 35 35 35 35
Gc kg/h 4.737 5.095 4.389 4.198 3.578 2.827 2.384
F lb 17.8 20.3 23.8 26.3 27.0 26.8 26.1
Me N.m 25.338 28.897 33.879 37.438 38.434 38.149 37.153
ΔV pinta 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 Ne KW 7.999 8.206 8.557 8.232 7.325 5.952 4.746
∆t seg 16.52 15.36 17.83 18.64 21.87 27.68 32.83 Gar kg/H 54.824 52.058 48.124 44.396 39.709 33.665 28.078
ΔS cm 30.5 27.5 23.5 20.0 16.0 11.5 8.0
Tagua ºC 70 68 70 72 70 74 72
Gat Kg/h 121.881 109.633 97.505 84.893 73.574 60.233 49.319
Taceite ºC 48 57 64 68 71 72 72
nV % 44.98 47.48 49.36 52.30 53.97 55.89 56.93
Paceite psi 44 42 40 38 37 37 37 α 0.772 0.681 0.731 0.705 0.740 0.794 0.785
2º Experiencia: N = cte. Tabla de valores obtenidos: Punto 1 2 3 4 5 6 7
Δh % 20 30 40 50 60 70 80
N RPM 2500 2500 2500 2500 2500 2500 2500
F lb 9.9 19.5 25.0 26.5 33.4 27.0 35.4
ΔV pinta 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625 0.0625
Δt seg 36.11 17.92 14.25 13.09 12.16 10.53 11.75
ΔS cm 9.5 9.0 27.5 33.0 35.5 40.5 42.0
Tagua ºC 72 72 70 70 72 70 68
Taceite ºC 74.0 74.0 77.0 79.5 84.0 87.0 89.0
Paceite psi 41.0 41.0 40.0 39.8 39.0 39.4 39.7
Tabla de valores calculados: Punto 1 2 3 4 5 6 7
Gc kg/h 2.167 4.367 5.491 5.978 6.435 7.431 6.660
Me N.m 14.093 27.758 35.587 37.722 47.544 38.434 50.391
5.2 MOTOR PETTER
Ne KW 3.689 7.266 9.316 9.875 12.446 10.061 13.191
Gar kg/H 30.6 29.8 52.1 57.0 59.1 63.2 64.3
Gat Kg/h 101.0625 101.0625 101.0625 101.0625 101.0625 101.0625 101.0625
nV % 30.28 29.47 51.51 56.43 58.53 62.51 63.66
α 0.941 0.455 0.632 0.636 0.613 0.567 0.644
1º Experiencia: h = cte. (posición de la cremallera) Tabla de valores obtenidos: Punto 1 2 3 4 5 6
70
N RPM 2000 1800 1600 1400 1200 1000
h mm 14 14 14 14 14 14
F kg 98 106 110 116 118 117
ΔV cc 5 5 5 5 5 5
Δt seg 6.02 7.03 7.85 9.19 10.78 13.17
ΔS cmH2O 10.1 9.6 9.0 8.1 7.1 6.1
6 01 2 3 4 5 6
50
Te ºC 70 70 70 70 70 70
E F IC IE N C IA V O L U M E T R
Gc kg/h 2.542 2.176 1.949 1.665 1.419 1.162
Me N.m 298.028 322.357 334.521 352.768 358.850 355.809
Ts ºC 72 73 73 73 73 72
Paceite psi 51 47 40 32 22 20
2
Tabla de valores calculados: Punto
ΔP cmH2O 6.2 6.0 5.7 5.3 4.4 3.8
Ne KW 62.414 60.758 56.045 51.715 45.091 37.257
Gar kg/H 35.312 33.571 31.482 28.345 24.867 21.377
y = - 1 E - 006. 0x 0 1 8 x Gat Kg/h 51.125 46.013 40.900 35.788 30.675 25.563
nV % 69.07 72.96 76.97 79.20 81.07 83.63
α
0.9615 1.0675 1.1178 1.1782 1.2125 1.2734
2º Experiencia: N = cte. Tabla de valores obtenidos:
4Punto 0
n
1 2 3 4 5 6 7
30
h mm 17 16 15 14 13 12 11
N RPM 1600 1600 1600 1600 1600 1600 1600
F kg 75.5 91.0 102.5 109.0 112.0 114.0 113.0
ΔV cc 5 5 5 5 5 5 5
Δt seg 14.15 12.27 9.70 7.98 6.80 6.40 6.03
ΔS ΔP cmH2O cmH2O 9.1 5.8 9.2 5.6 9.0 5.5 9.0 5.5 8.9 5.5 8.9 5.5 8.9 5.5
Te ºC 69.5 69.5 70.0 70.0 70.0 69.0 70.5
Ts ºC 72 72 72 72 72 72 74
Paceite psi 42.0 39.0 39.0 39.0 37.5 36.0 35.0
Tabla de valores calculados:
20
Punto
10
1 2 3 4 5 6 7
Gc kg/h 1.081 1.247 1.577 1.917 2.250 2.391 2.537
Me N.m 229.603 276.740 311.713 331.480 340.603 346.685 343.644
Ne KW 38.468 46.365 52.224 55.536 57.064 58.083 57.574
Gar kg/H 31.828 32.184 31.488 31.488 31.138 31.138 31.138
Gat Kg/h 40.900176 40.900176 40.900176 40.900176 40.900176 40.900176 40.900176
nV % 77.82 78.69 76.99 76.99 76.13 76.13 76.13
α 2.0371 1.7862 1.3815 1.1365 0.9577 0.9014 0.8493
VI) 0 REPRESENTACION GRAFICA DE LOS RESULTADOS 6.1 MOTOR FORD
0
500
1000
1500
N (R
2000
2500
3000
350
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS RPM (h=cte.) 1.0 1.0 0.9 0.9 0.8 α 0.8
0.7 0.7 0.6 0.6 0.5 0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
N (RPM)
EFICIENCIA VOLUMETRICA VS CARGA (RPM= ct 80 70 60 50
) % ( 40 V n
30 20 10 0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
Ne (KW)
9
10
11
12
13
14
15
EFICIENCIA VOLUMETRICA VS CARGA (RPM= ct 80 70 60 50
) % ( 40 V n
30 20 10 0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
13
14
Ne (KW)
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS CAR 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 α0.5
0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 0
1
2
3
4
5
6
7 8 Ne (KW)
9
10
11
12
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS CAR 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 α0.5
0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 0
1
2
3
4
5
6
7 8 Ne (KW)
9
10
6.2 MOTOR PETTER
E F IC IE N C IA V O L U M E 100 90 80 70 60
11
12
13
14
6.2 MOTOR PETTER
E F IC IE N C IA V O L U M E 100 90 80 70 60 50 v η
40 30 20 10 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 1 0 0 0 1 2 0 0 1 4 0 01 6 0 0 1 8 0 0 2 0 0 02 2 0 0 2 4 0
N (R
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS. RPM (h=cte.
1.50 1.40 1.30 1.20 1.10 α
1.00 0.90 0.80 0.70 0.60 400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
N (RPM )
EFICIENCIA VOLUMETRICA VS. CARGA (RPM=cte. ) 85 80 75 ) 70 % ( v η 65
60 55 50 0
1
2
3
4
Ne (KW)
5
6
7
8
EFICIENCIA VOLUMETRICA VS. CARGA (RPM=cte. ) 85 80 75 ) 70 % ( v η 65
60 55 50 0
1
2
3
4
5
6
7
8
7
8
Ne (KW)
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS. CARGA (RPM=cte.) 10 9 8 7 6 α 5
4 3 2 1 0 0
1
2
3
4
Ne (KW)
5
6
COEFICIENTE DE EXCESO DE AIRE VS. CARGA (RPM=cte.) 10 9 8 7 6 α 5
4 3 2 1 0 0
1
2
3
4
5
6
7
Ne (KW)
VII) OBSERVACIONES En el Motor Ford: Se arrancó el motor y se tomaron datos cuando el motor llegó a su temperatura de trabajo. Se leyó en el refrigerante aprox. 70ºC. Durante la experiencia no se llego a alcanzar la potencia máxima del motor que es de 22,37 kw a 3000 r.p.m.; esto debido a que la mariposa de gases sólo se abrió hasta un 70% (como máximo a 3000 r.p.m). VII) ANALISIS DE RESULTADOS Y CONCLUSIONES. En el Motor Ford: En la curva η V vs RPM para h=cte. comprobamos la tendencia de la curva que es decreciente conforme aumentamos la RPM, desde un RPM mínimo estable hasta el RPM nominal. Podríamos decir que al aumentar la velocidad de rotación del cigüeñal aumentamos la carga en el sistema de admisión, y por consiguiente, la perdida de presión, y por consiguiente, disminuye η V. También se concluye que la eficiencia no se acerca al 1 sino que es menos ya que existen pérdidas adicionales por reglaje de válvulas. En este caso sería por cierre tardío.
8
VII) OBSERVACIONES En el Motor Ford: Se arrancó el motor y se tomaron datos cuando el motor llegó a su temperatura de trabajo. Se leyó en el refrigerante aprox. 70ºC. Durante la experiencia no se llego a alcanzar la potencia máxima del motor que es de 22,37 kw a 3000 r.p.m.; esto debido a que la mariposa de gases sólo se abrió hasta un 70% (como máximo a 3000 r.p.m). VII) ANALISIS DE RESULTADOS Y CONCLUSIONES. En el Motor Ford: En la curva η V vs RPM para h=cte. comprobamos la tendencia de la curva que es decreciente conforme aumentamos la RPM, desde un RPM mínimo estable hasta el RPM nominal. Podríamos decir que al aumentar la velocidad de rotación del cigüeñal aumentamos la carga en el sistema de admisión, y por consiguiente, la perdida de presión, y por consiguiente, disminuye η V. También se concluye que la eficiencia no se acerca al 1 sino que es menos ya que existen pérdidas adicionales por reglaje de válvulas. En este caso sería por cierre tardío. En la curva η V vs Ne para RPM=cte. comprobamos igualmente la tendencia de la curva la cual como sabemos por teoría empieza para un N e = 0, en un η V = 0.15-0.25 y crece hasta su máximo que tiende a un η V = 0.75-0.85. En nuestra gráfico podemos comprobarlo si extrapolamos la curva ya que tomamos valores intermedios. Esto tendencia se debe a que con la estrangulación de la mezcla, que se usa en los motores con carburador para disminuir la carga, es acompañada por la disminución de la presión en el sistema de admisión y en el cilindro, además la carga fresca se calienta. En la curva α vs N para h=cte, se obtuvo valores entre 0.6 y 0.8. Siendo entonces la mezcla es rica. Además según la tendencia de la curva vemos que α va disminuyendo al aumentar Ne pero no en gran medida. En la curva α vs Ne para RPM=cte, también obtenemos una mezcla rica, la cual tiende a 1 o incluso a ser una mezcla pobre con α>1 si disminuimos Ne. Al aumentar Ne se llega hasta un α min y luego tiende a subir nuevamente.
En el Motor Petter:
Con la posición de la cremallera constante (14 mm), la eficiencia volumétrica η V decrece a medida que aumentan las RPM, ya que al aumentar la velocidad se incrementan las pérdidas hidráulicas
Pa
y la cantidad de gases residuales.
A velocidad constante (1600 rpm), la eficiencia volumétrica η V decrece a medida que aumenta la carga (se acorta más la posición de la cremallera), ya que al aumentar la carga se incrementa el consumo de combustible, entonces aumenta el calentamiento de la mezcla fresca (∆T). Con la posición de la cremallera constante (14 mm), el coeficiente de exceso de aire α decrece a medida que aumentan las RPM, ya que el consumo de combustible se incrementa en mayor proporción que la cantidad de mezcla fresca. A velocidad constante (1600 rpm), el coeficiente de exceso de aire α decrece a medida que aumenta la carga (se acorta más la posición de la cremallera), debido al incremento de la cantidad de combustible en mayor proporción que la cantidad de mezcla fresca. El coeficiente de exceso de aire α varía de 0.85 a 2.05 aprox., lo que quiere decir que hay defecto de aire (mezcla rica), así como también, exceso de aire (mezcla pobre), para distintas condiciones de trabajo. El coeficiente de llenado o eficiencia volumétrica nos resultó, para el motor Diesel, resultó en un rango de 65% - 89% con Δh=35% (apertura de la mariposa), mientras que para el motor gasolinera, resultó en un rango de 45% -57%, para un h=14mm (posición de la cremallera). Se observa entonces claramente un mejor llenado o llenado más eficiente de lo real respecto a lo teórico en los Diessel. VIII) RECOMENDACIONES En el Motor Ford: Tomar rápidamente los datos, habiendo esperado a que se mantengan estables Chequear constantemente la temperatura del líquido refrigerante y tratar de que se mantenga alrededor de 70ºC. Si va subiendo, entonces mediante la válvula de agua manipular (haciendo ingresar agua fría por la que está caliente) para conseguirlo. IX) BIBLIOGRAFIA 1.- JÓVAJ, M. S. “ Motores de automóvil” , Edit. Mir, Moscú 2.- LUKANIN V.N., “Motores de combustión interna”, Edit. MIR, Moscú 3.- HÜTTE Manual del Ingeniero Tomo II, Edit Gili, Barcelona
