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INFORME DEL PROYECTO DEL CURSO DE MOTORES

1.

TÍTULO

“Cálculo Termo energético y análisis de las propiedades dinámico-traccionales del motor TOYOTA HILUX 4WD DC”

2.

RESUMEN

Este proyecto tiene como finalidad conocer el comportamiento de los parámetros energéticos que afectan el funcionamiento del motor, para de esta manera poder utilizar de manera más racional el combustible disminuyendo el consumo específico y aumentando, de alguna manera, la potencia y el torque del motor. Se pudo constatar que el menor consumo específico efectivo del motor Hilux 4WD DC es de 213 [g/kwh] cuando el motor gira a 3000 rpm. 3.

INDICE ANALÍTICO

4.

Introducción 3

- Antecedentes

3

- El problema 3 Descripción

3

Justificación

3

Enunciado del problema

3

Hipótesis

3

Objetivo General

3 1

Objetivo Específico 5.

Marco teórico 4

6.

Materiales y Métodos 9

7.

Cálculos, Resultados y Discusión

I.

Parámetros de la sustancia de trabajo

II.

Productos de la combustión 12 II.

3

11 11

Cantidad total de los productos de la combustión

IV.

Parámetros del medio ambiente y de los gases residuales 13

V.

Parámetros del proceso de admisión 14

VI.

Parámetros del proceso de compresión

15

VII.

Parámetros del proceso de combustión

16

VIII.

Parámetros del proceso de expansión

18

IX.

Comprobación de la temperatura de los gases residuales

19

X.

Parámetros Indicados del Ciclo Operativo del motor

19

XI.

Parámetros efectivos 20

XII.

Principales parámetros constructivos del cilindro y del motor

XIII.

13

21

Parámetros energéticos y económicos del motor

22

XIV. Construcción del diagrama indicado 23 1.

Inicio de la combustión

2.

Combustión Visible 27

3.

Proceso de Escape 28

4.

Proceso de Admisión

26

32

GRAFICAS DEL DIAGRAMA INDICADO REAL XV.

Balance termo energético

33

38

XVI. Construcción de curvas características externas de velocidad

39

CURVAS CARACTERÍSTICAS EXTERNAS DE VELOCIDAD

44

XVII. Construcción de curvas características de carga del motor 47

2

CURVAS CARACTERÍSTICAS DE CARGA 8.

Conclusiones 52

9.

Recomendaciones

10.

Referencias Bibliográficas

49

52 53

ANEXOS

54

4. INTRODUCCIÓN •

ANTECEDENTES El motor en estudio ha presentado el problema de exceso de aire de opacidad de los gases. Internacionalmente se sabe que la máxima potencia de los motores está limitado por su opacidad, en este sentido, el problema de la opacidad como parámetro que expresa el nivel de contaminación ambiental se encuentra normado internacionalmente para distintos tipos de motores. En el presente trabajo se hace una evaluación de los principales parámetros que caracterizan el comportamiento del motor.

•

EL PROBLEMA -

DESCRIPCCIÓN

-

Combustión incompleta. Quemado de aceite. Desgaste de las partes del motor. Falta de aire. Combustión incompleta. Regulación de bomba de inyección y de inyectores.

-

JUSTIFICACIÓN Porque se deben resolver los problemas mencionados

-

ENUNCIADO DEL PROBLEMA “¿Es posible analizar y evaluar las propiedades dinámico-traccionales del motor HILUX 4WD DC mediante el cálculo termo energético”

-

HIPÓTESIS “Si es posible analizar y evaluar las propiedades Dinámico-traccionales del motor basándose en el conocimiento de la teoría de los motores durante su explotación que fundamente los diversos fenómenos que tienen lugar en el motor durante su trabajo”

-

OBJETIVO GENERAL

3

Contribuir a la mitigación del efecto invernadero y al calentamiento y oscurecimiento global del problema -

OBJETIVOS ESPECÍFICOS 1. 2.

3. 4. 5.

Determinar los parámetros indicados, efectivos y las pérdidas mecánicas del motor. Evaluar las curvas características de velocidad y de carga del motor. Establecer las anomalías más importantes encontradas en el motor. Trazar o construir el diagrama indicado del motor en las coordenadas PV y Pφ y las curvas características de carga. Establecer los aspectos posibles de modernización del motor

5. MARCO TEÓRICO Motores Turbo alimentados

Fundamento de los turbocompresores:

Para llevar a cabo la combustión completa de los hidrocarburos del combustible, es necesario aportar la cantidad suficiente de oxígeno, el cual no está en cantidad mayoritaria en el aire. Cuanto más aire y combustible seamos capaces de introducir en los cilindros del motor, mayor será la potencia que se podrá obtener, pero mayor será la masa de aire necesaria para quemarlo; de esta necesidad surge la idea de los motores sobrealimentados. La carga fresca entra al cilindro a una presión muchísimo mayor a la presión de entrada del compresor, y por tanto la temperatura de entrada será igualmente alta. La sobrealimentación consiste en establecer a la entrada de los cilindros del motor una atmósfera de aire con una densidad superior a la normal de forma que para un mismo volumen de aire, la masa de ese aire es mayor; para ello se utilizan una serie de accesorios que serán diferentes según el tipo de sobrealimentador que se utilice. El turbocompresor o turboalimentador es básicamente un compresor accionado por los gases de escape, cuya misión fundamental es presionar el aire de admisión, para de este modo incrementar la cantidad que entra en los cilindros del motor en la carrera de admisión, permitiendo que se queme eficazmente más cantidad de combustible. De este modo, el par motor y la potencia final pueden incrementarse hasta un 35%, gracias a la acción del turbocompresor. Este dispositivo ha sido proyectado para aumentar la eficiencia total del motor. La energía para el accionamiento del turbocompresor se extrae de la energía 4

desperdiciada en el gas de escape del motor, está compuesto de una rueda de turbina y eje, una rueda de compresor, un alojamiento central que sirve para sostener el conjunto rotatorio, cojinetes, un alojamiento de turbina y un alojamiento de compresor. Componentes de un Turbocompresor

El turbocompresor podría definirse como un “aparato soplador” o compresor de aire movido por una turbina. Se puede considerar que está formado por tres cuerpos: el de la turbina, el de los cojinetes o central y el del compresor, van acoplados a ambos lados de los cojinetes. Así, en uno de los lados del eje central del turbo van acoplados los álabes de la turbina, y en el otro extremo los álabes del compresor. Los gases de escape, al salir con velocidad hacen que giren los álabes de la turbina a elevadas velocidades, y ésta, a través del eje central, hace girar el compresor que, a su vez, impulsa el aire a presión hacia las cámaras de combustión. Funcionamiento de un Turbocompresor

Tanto los álabes de la turbina como los del compresor giran dentro de unas carcasas que en su interior tienen unos conductos de formas especiales para mejorar la circulación de los gases. El eje común central gira apoyado sobre

5

cojinetes situados entre compresor y turbina, y también está recubierto por una carcasa. El eje y los cojinetes reciben del propio motor lubricación forzada de aceite, que llega a la parte superior del cuerpo de cojinetes, se distribuye a través de conductos en el interior y desciende a la parte inferior. En otras palabras el turbo utiliza el lubricante del mismo carter del motor. En el cuerpo del compresor, el aire entra por el centro de la carcasa dirigido directamente al rodete de álabes, que le dan un giro de 90° y lo impulsan hacia el difusor a través de un paso estrecho que queda entre la tapa, el cuerpo central y la pared interna del difusor. Este es un pasaje circular formado en la carcasa, que hace dar una vuelta completa al aire comprimido para que salga tangencialmente hacia el colector de admisión. En el cuerpo de la turbina, los gases de escape entran tangencialmente y circulan por un pasaje de sección circular que se va estrechando progresivamente y los dirige hacia el centro, donde está situado el rodete de álabes de la turbina. Al chocar contra los álabes, los gases hacen girar la turbina, cambian de dirección 90° y salen perpendicularmente por el centro hacia el tubo de escape. El cuerpo de la turbina es de fundición, o de fundición con aleación de níquel, y el rodete se suele fabricar en aleaciones de níquel, de alta resistencia al calor.

Sistema de refrigeración o Intercooler

El problema del aumento del calor es consecuencia de la alta temperatura que se alcanza en la cámara de combustión, del orden de los 3 000º C en el momento de la explosión. Los gases de escape salen por los colectores con temperaturas cercanas a los 1 000º C. Estos gases, que son los que mueven la turbina, acaban calentando los de admisión, movidos por el compresor, muy por encima del valor de temperatura ambiente. Esto se traduce en una dilatación del aire y pérdida de oxígeno en una misma unidad de volumen, lo que hace que el excesivo calor de la mezcla en la cámara de combustión eleve la temperatura de funcionamiento del motor, por lo que la refrigeración tradicional del mismo resulta insuficiente.

6

La solución llega con la adopción de un sistema de refrigeración del aire de admisión, por medio de un radiador enfriador aire-aire, conocido también como “intercooler”. Esta refrigeración del aire de admisión hace posible el uso continuado del turbo y dificulta enormemente la presencia de los efectos de detonación que se presentan con gran frecuencia con el aire caliente, en cuanto los valores de sobrepresión son importantes. Como el régimen de giro del turbo depende de los gases de escape, y éstos a su vez, del volumen de gas quemado, el turbo aumenta su presión de admisión sólo cuando los gases quemados son abundantes, y son abundantes sólo cuando son recibidos en las cámaras de combustión en suficiente cantidad. Es un problema de acoplamiento que se produce a bajas vueltas del motor y que determina una lentitud de respuesta del turbo, problema que se agrava además ante la necesidad de una baja relación de compresión por las causas antes explicadas. Este es un fenómeno que se está investigando y cuya solución pasa por un turbo que se mueva al compás del régimen de giro del motor, que tenga muy poca inercia y sea de tamaño reducido; además de ser muy sensible al paso de los gases, acelerando y desacelerando con gran rapidez. Otra solución, que ya comienza a desarrollarse, es la creación de turbinas con álabes de inclinación variable, pero al fin y al cabo son soluciones que aún no se han implantado en serie debido a los altos costos de producción.

7

6. MATERIALES Y MÉTODO -

Especificaciones Técnicas el motor:

8

TOYOTA Hilux 4WD DC

Prestaciones y consumo homologados Velocidad máxima (km/h)

140.2

Aceleración 0-100 km/h (s)

20,4

Aceleración 0-1000 m (s)

--

Recuperación 80-120 km/h en 4ª (s)

--

Consumo urbano (l/100 km)

9,1

Consumo extraurbano (l/100 km)

14,7

Consumo medio (l/100 km)

10,6

Emisiones de CO2 (gr/km)

219 Dimensiones, peso, capacidades

Tipo Carrocería

Pick up

Número de puertas

4

Largo / ancho / alto (mm)

4850 / 1690 / 1805

Batalla / vía delantera - trasera (mm)

3085 / 1510 – 1510

Coeficiente Cx - Superficie frontal (m2) Factor de resistencia Peso (kg)

0,39 - -- - -1725

Capacidad del depósito de combustible (l) Volumen del maletero / con asientos abatidos (l) Número de plazas

65 -- / -- / -cinco

Cotas de todo terreno Ángulo de entrada (grados)

30

Ángulo de salida (grados)

26

Ángulo ventral (grados)

25

Altura libre (mm)

212

Altura de vadeo (mm)

--

Motor Combustible Potencia máxima CV - kW / rpm Par máximo Nm / rpm

gasóleo 78 – 57,41 / 3800 173,46 / 2000

9

Situación

delantero longitudinal

Número de cilindros

4 en línea --

Material del bloque / culata

hierro fundido / aluminio

Diámetro x carrera (mm)

96 x 96

Cilindrada (cm3)

2779

Relación de compresión

22,2 4 válvulas por cilindro. 1 árbol de levas en la culata. Iny. directa. Conducto común.. --Turbo compresor. Intercooler.

Distribución Alimentación

Transmisión Tracción

total Manual , cinco velocidades con reductora (2,57)

Caja de cambios Desarrollos (km/h a 1.000 rpm) 1ª

7,5

2ª

13,9

3ª

22,6

4ª

32,5

5ª

38,7

1ª

2,9

2ª

5,4

3ª

8,8

4ª

12,6

5ª

15,1

Desarrollos con reductora (km/h a 1.000 rpm)

Chasis Suspensión delantera Suspensión trasera

Independiente. Paralelogramo deformable. Resorte helicoidal. Barra estabilizadora. Eje rígido. Resorte de ballesta.

Frenos delanteros (diámetro mm) Frenos traseros (diámetro mm) Tipo de dirección Diámetro de giro entre bordillos / paredes (m) Vueltas de volante entre topes Neumáticos Llantas

disco ventilado (255 mm) tambor (295 mm) de cremallera 12,4 / -3,72 205/70 R16 --

7. CÁLCULO, RESULTADOS Y DISCUSIÓN:

10

CÁLCULO TÉRMICO DEL MOTOR DIESEL TURBOALIMENTADO TOYOTA HILUX 4WD DC CON ENFRIAMIENTO INTERMEDIO DE AIRE Realizamos el cálculo térmico del motor diesel Toyota Hilux 4wd dc, de cuatro tiempos turboalimentado y con enfriamiento intermedio del aire. Datos de partida: -

potencia nominal: 78 CV numero de revoluciones nominales: n =3800 rpm numero de cilindros: i= 4 cámara de combustión de un motor de inyección directa - relación de compresión: ε=22,2

Datos asumidos: -

πK = 1,5. Tk = 313 K Tr = 750 K

I.

PARAMETROS DE SUSTANCIA DE TRABAJO:

a.

Composición gravimetrica: (como mínimo 45% de cetano) Elegimos a composición del combustible diesel usando la tabla Nº 1 COMPOSICIÓN ELEMENTAL Masa Molecular Poder Calórico (Kg. /Kmol) Bajo (Kcal. /Kg.) C H O 0,87 0,126 0,004 180-200 10150 Tabla 1: Características de los combustibles líquidos para los motores de combustión interna.

COMBUSTIBLE DIESEL

b.

Poder calórico bajo del combustible :

Formula de Mendeleyev: Hu = 33,91 C + 125,60 H -10,89 (O-S) -2,51 (9 H +W); W: vapor de agua Hu = 42,44 [MJ/Kg.] c.

Los parámetros de la sustancia operante:

Cantidad de Kmoles de aire para quemar 1Kg de combustible Lo = 1/0,208 (C/12 +H/9 –O/32) = 0,5 [Kmol/Kg.] 11

lo = 1/0,23 (8C/3 +8H -O) = 14,452 [Kg. aire/Kg. comb] Coeficiente de exceso de aire (α):

d. Velocidad constante

5

Diesel

4 3 2

Gasolina

1,3-1,8

1

0,80-0,95

2 5

5 0

7 5

1 0(%) 0

La disminución de α hasta ciertos límites posibles disminuye las dimensiones del cilindro y por consiguiente aumenta la potencia por unidad de cilindrada del motor diesel, pero simultáneamente la rapidez térmica del motor especialmente de las piezas del grupo cilindro pistón crece. Aumenta el humeado de los gases de escape. Los mejores prototipos modernos de motores diesel de aspiración natural, trabajan de manera estable en el régimen nominal sin sobrecalentamiento significativo con un α de 1,4 – 1,5 aspiración natural y la de los motores diesel turboalimentados a 1,6 - 1,8 Se asume

α

= 1.7

Calculamos M1 = αLo = 1,7 (0,5) = 0,85 [Kmol de carga fresca / Kg. combustible] II.

PRODUCTOS DE LA COMBUSTIÓN Mco2 =0,870/12 = 0, 0725 [Kmol CO2/ 1Kg Comb] MH2O= H/2= 0,063 [Kmol H2O/ Kg. Comb] MO2 = 0,208(α-1) Lo = 0,208 (17-1)0,5 12

MO2 = 0, 0728 [Kmol O2/ Kg Comb] MN2 = 0,792 (αLi) = 0,792 (1, 7)(0,5) = 0,6732 [Kmol N2/ Kg Comb] III.

CANTIDAD TOTAL DE LOS PRODCUTOS DE LA COMBSUTIÓN M2 = M CO2 + M H2O + M O2 + M N2 M2 = 0,0725 + 0,063 + 0,0728 +0,6732 M2 = 0, 8815 [Kmol Prod. Comb. / Kg Comb]

IV.

LOS PARÁMETROS DEL MEDIO AMBIENTE Y DE LOS GASES RESIDUALES

-

Po = 0,1 MPpa = 1 bar

-

To = 293 K Si no tiene intermolecular, el turbocompresor es de baja presión

1,3− 1,9(b a jap r e s io) 1,9 − 2,5 ia n a) π = Pk /Po K

(m e d

> 2,5(a lta) -

Asumo πK =1,5

-

Pk = πK (Po) = 1,5 (0,1) Pk = 0,15 MPa nk−1

-

Tk = To

Pk

nk

-∆Tenf

Po

De acuerdo a los datos experimentales el índice politrópico de compresión del aire en el compresor (nk) y en función del grado de enfriamiento con el intermolecular. I.

Para los compresores a pistón: nk = 1,4 – 1,6 II. Para los compresores volumétricos: nk = 1,55 – 1,75.

13

Para los compresores centrífugos y axiales: nk = 1,4 – 2,0.

III.

Seleccionamos: Tk = 293(1,5)1

nk = 1,65 ,165,6−1 -

∆Tenf

313 K (= 40º C) = 345,74 -∆Tenf → ∆Tenf = 30,74º C Observación: Internacionalmente se sabe que la temperatura del aire que ingresa al cilindro del motor no debe ser en extremo. Para los motes diesel turboalimentados no mayor de 100º C entonces, podemos asumir que el sistema de refrigeración (intermolecular) absorbe una temperatura de 30,74º C. La temperatura y la presión de los gases residuales podemos configurarlos considerando que el valor suficientemente alto de la relación de compresión del motor diesel permite que durante la turbo alimentación del régimen térmico del motor aumente y aumenten también los valores de Tr y Pr por eso podemos asumir que para los motores diesel turboalimentados.

-

Tr = 750 K

-

Pr = 0,75 Pk = 0,75 (0,15) = Pr = 0,1125 [MPa]

V.

PARÁMETROS DEL PROCESO DE ADMISIÓN: La temperatura de calentamiento de la carga fresca para el motor en estudio no tienen un dispositivo especial para el calentamiento de la carga fresca; sin embargo, el calentamiento de la craga del motor, turboalimentado a cuenta de la disminución de la caída térmica entre las piezas del motor y el aire sobrecalentado constituyen una magnitud de calentamiento que se reduce por esto para el motor diesel turboalimentado normalmente se elige la temperatura entre 0 y 10º C y considerando las condiciones ambientales propias de Trujillo podemos seleccionar ∆T = 0 – 10º C. La densidad de la carga en la admisión podemos nosotros calcularlos del siguiente modo:

P k = 0 ,1 5 MPa -

ρK =

P 10 Ra K TK 6 ;

Ra=287JKg/K

Tk=3

13K 14

ρK = 1,6698 [Kg/m3] -

Las pérdidas de presión en la admisión es:

2

E:l i j oβ 2 +

ζ v = 3,5

∆ P = (aβ 2 + ζ v) ωV

ρK E :l

i j oω V = 1 m0 2 /s ρK = 1,6 6K 9/mg38 ∆Pa =0,02922 MPa

-

Presión al final de la admisión: Pa = Pk - ∆Pa Pa = 0,150 – 0,02922

15

Pa = 0,12078 Mpa -

El coeficiente de los gases residuales: Tk +∆T

γr =

Tr

Pr

εPa −Pr

313 +10

0,1425 γr =

750 22,2(0,12078 ) −0,1425 γr =0,024173

Tk +∆T +γrTr

-

Ta = 1+γr

Ta = Ta = 333,08 K -

Eficiencia volumétrica: Tk (εPa −Pr ) ηv = (Tk +∆T)(ε−1)Pk ηv =

ηv = 0,7736 VI.

PARÁMETROS DEL PROCESO DE COMPRESIÓN :

-

Del grafico 25: Para Ta = 333,08 K y ε= 2,2 : k1 =1,366

-

Pc = Pa εn1 Pc = 0,12078 ×22,21,366 Pc = 8,339 MPa

-

Tc = Taεn1−1

16

Tc = 333,08×22,20,366 Tc =1035,9 K Tc

-

Según tabla 5: para Tc = 762,9º C:

mCv

= 22,601 [KJ/Kmol]

aire

To Tc

Según tabla 8: para Tc = 762,9º C y α=1,7 : = 24,254

-

gases

mCv

To

[KJ/Kmol]

-

mCv mCv

mezcla

=

ToTc

Tc

+γ

mCv

Tc

1+1γr

r aire

To

gases

To

Tc

= [22,601+

mCv 0,024173(24,254) mezcla

]

1

To

1+ 0,024173

mCv = 22,64 [KJ/Kmol] mezcla

VII. -

PARÁMETROS DEL PROCESO DE COMBUSTIÓN:

Coeficiente teórico de variación molecular: M2 = 0,8815 →µ0 =1,037

µ0 = 17

M1

-

0,850

Coeficiente de variación molecular µr =µ0 +γr = 1,037 + 0,024173 →µr =1,03613

-

1+γr 1+ 0,024173 El poder calórico inferior de la mezcla operante:

Hu =

Hu M1(1+γr )

mezcla

Hu 42,44 = 0,85(1+0,024173 )

mezcla

Hu= 48,75[MJ/ Kg] mezcla

-

El calor específico molar medio de los productos de la combustión, trabajando en el rango de 1501 a 2800º C: Tz −3

= 23,847+1,833×10 Tz [KJ/Kmol ºC]

mCv productos

T0 Tz

mCp productos

Tz

=

mCv productos

T0

+8,314 T0

Tz

= 32,161 + 1,833×10−3 Tz [KJ/Kmol ºC]

mCp productos

-

T0

Temperatura Tz ζz (Hu) +[(mCv)TzT 0 +8,314λ]tc +2270(λ−µr ) =µr (mCp)TzT 0 Tz

18

El coeficiente de utilización del calor ζV , para los modernos motores diesel con cámara de combustión no divididas o de inyección directa y con una adecuada organización de la formación de la mezcla se puede asumir para los motores de aspiración natural diesel ζV = 0,82 y para motores turboalimentados teniendo en cuenta que se acompaña con una elevada carga térmica y con la generación de mejores condiciones para el desarrollo de la combustión ζV = 0,86. El grado de elevación de la presión en los motores diesel depende fundamentalmente de la magnitud del suministro cíclico de combustible, con el propósito de disminuir las cargas gásicas sobre las piezas del mecanismo biela-manivela, es conveniente tener máxima presión de combustión no mayor de 15 MPa en relación con esto es conveniente asumir para los motores diesel de aspiración natural λ=2 y para los motores turboalimentados λ=1,5. -

Asumo λ=1,5 y ζV =0,86

-

ζV (Hu mezcla ) = 0,86(48,75) = 41,926 [MJ/Kmol]

-

[(mCv mezcla )TzTo +8,314λ]tC =[22,601+8,314(1,5)]762,9 = 26 756 [KJ/Kmol]

-

2270(λ−µr ) = 2270(1,5-1,03613) = 1052,98 [KJ/Kmol]

-

µr (mCp )TzTo tZ =1,03613(32,161+1,833×10−3tz)tz µr (mCp )TzTo tZ = 33,32 tz +1,8992×10−3tz2

-

1,8992×10−3tz2 +33,32 tz -69735 tz = 1889,4º C

-

La relación de expansión previa:

Tz=2162,4 K

µrTZ ρ= λTc ρ= ρ=1,4419

-

Pz =λPC Pz = 1,5(8,339) Pz = 12,509 MPa

VIII.

PARÁMETROS DEL PROCESO DE EXPANSIÓN:

19

-

δ=

δ= δ= 15,396 -

Del gráfico 30: Para Tz = 2162,4 y δ=15,396; k2 = 1,265

Pz -

Pb =

n

δ

2

Pb = Pb = 0,3937 MPa

Tz -

Tb =

n2−1

δ Tb = Tb = 047,8K

IX.

COMPROBACIÓN DE TEMPERATURA DE LOS GASES RESIDUALES ASUMIDA INICIALMENTE Tb Tr =

-

Pb 3

Pr 1047 ,8

Tr = 3 0,3937 0,1425 Tr = 746,72 K -

Tr calculado > Tr asumido (0,95) 746,72 > 750(0,95) 746,72 > 712,5 (Se cumple)

20

X.

-

PARÁMETROS INDICADOS DEL CICLO OPERATIVO DEL MOTOR DIESEL TRUBOALIMENTADO La presión media indicada: εn1 Pi,T = Paε

λρ 1 1 1 −1[λ(ρ−1)+ n2 (1− n2−1 )− n1−1(1−εn1−1 )] −1 δ 22,21,366

Pi,T =0,12078

1,5(1,4419 )

1

1

22,2 −1 [1,5(1,4419 −1) + 1,265 −1 (1−15,396 1,265 −1 ) −1,366 −1(1−22, Pi,T =

1,1864 MPa -

Factor diagramático: 0,92 < φi 1. Sin embargo, la reducción de esta relación para los motores Diesel así como para los motores a gasolina disminuye la velocidad del pistón y aumenta el rendimiento mecánico por esto es conveniente que en los cálculos de diseño se asuma la relación (S/D)= 1 en este caso el diámetro debe ser igual a: 4V h S π(D)

D= 100

4 ( 2 ,1568 ) π (1 )

D= 100

D = 82,86mm -

Área del pistón: πD2 A= 4

π(82,86) 2 A= 4

A= 5392,4mm2

XIII. PARÁMETROS ENERGÉTICOS Y ECONÓMICOS DEL MOTOR TURBOALIMENTADO Después de haber precisado los principales parámetros constructivos del cilindro y del motor se calcula definitivamente lo siguiente: PeiVhη

23

-

Ne = 30τ

Ne = Ne = 57,41 Kw Ne(9550 )

-

Me = n

Me = Me = 144,28 Nm -

Me max = 17,7 Kgm Me max = 173,46 Nm Memax

-

Km =

Me N

Km = Km = 1,202 Ne

-

NeL =

iVh

NeL = Kw

NeL =26,618[

] l

-

Gc = Ne ge Gc = 57,41 (225,21) Gc = 12929,3 [gr/h]

XIV.

CONSTRUCCIÓN DEL DIAGRAMA INDICADO REAL DEL MOTOR TURBOALIMENTADO:

24

DI AGRAMA I N DI C A D O R E AL D M OT OR DI E S E L T U R B O AL I ME N

EU TA

N D

O

P(MPa)

Pz` Pl Pd

Pc` b` Pb` Pc e Pe P r ` `a ` Pr Pr` V(Lts.) Vc` Vl

Pr = 0,1125 MPa

Va`

Va` = Vb` = 0,5643 Lts. λ= 1,5

Pa` = 0,12078 MPa ρ= 1,4419 Pb` = 0,3937 MPa

δ= 15,396 Pc` = 8,334 MPa ε= 22,2 Pz` =12,509 MPa i=4 Vc`= Vz` =0,02543 Lts.

iVh =2,1568 Lts.

Vh = 0,5392 Lts. PVn1 = k1

-

Tramo a`c`:

-

k1 = Pa`Va`n1 = 0,12078 (0,5643)1,366 k1 = 0,055279

-

Para valores intermedios entre a`y c`:

PUNTO

Vx1(Lts)

Px1Vx11,366 = 0,055279

Px2(MPa)

25

a` -

-

-

-

-

0,55352 0,54275

0,49964 0,47808 0,45653

0,41342 0,39186

0,34875 0,32720

0,28409 0,26253 0,24098 0,21942 0,19787 0,17631 0,15476 0,13320 0,11165 0,09009

0,12078 0,12400 0,12738 0,13092 0,13463 0,13853 0,14263 0,14694 0,15148 0,15627 0,16134 0,16669 0,17235 0,17836 0,18475 0,19153 0,19877 0,20648 0,21474 0,22358 0,23307 0,24328 0,25429 0,26620 0,27910 0,29313 0,30842 0,32515 0,34352 0,36377 0,38617 0,41108 0,43890 0,47016 0,50549 0,54568 0,59174 0,64499 0,70712 0,78039 0,86790 0,97392 1,10456 1,26885 1,48062 1,76208

26

c`

0,06854 0,04698 0,02543

2,15112 2,71741 3,60302 5,14331 8,33407

PVn2 = k3

-

Tramo b`z``:

-

k3 = Pb`Vb`n2 = 0,3937 (0,5643)1,265 k3 = 0,19091

-

Vz`` = (k3/Pz``)(1/n2) Vz`` = (0,19091/12,509)(1/1,265) Vz`` = 0,036653 Lts.

- Para valores intermedios de z`` y b`: PUNTO Vx3(Lts.) Px3(MPa) z`` -

0,03665 0,04984 0,06304 0,07623 0,08942 0,10261 0,11580 0,12899 0,14218 0,15537 0,16856 0,18176 0,19495 0,20814 0,22133 0,23452 0,24771 0,26090 0,27409 0,28729

12,50922 8,47904 6,30021 4,95410 4,04835 3,40157 2,91902 2,54665 2,25153 2,01250 1,81538 1,65035 1,51037 1,39032 1,28633 1,19550 1,11554 1,04468 0,98149 0,92483

-

0,30048 0,31367 0,32686 0,34005 0,35324 0,36643

0,87377 0,82755 0,78553 0,74718 0,71206 0,67979

-

0,37962

0,65005

-

0,39281

0,62256

Px3Vx31,265 = 0,19091

27

0,40601

0,59708

-

0,41920

0,57342

-

0,43239

0,55138

-

0,44558

0,53081

-

0,45877

0,51158

0,47196

0,49356

-

0,48515

0,47664

-

0,49834

0,46074

-

0,51154

0,44576

-

0,52473

0,43163

-

0,53792

0,41829

-

0,55111

0,40566

b`

0,56430

0,39370

Px1=k2/Vx2nk

1. Inicio de la combustión (tramo c-d): -

Asumido: nk = 2,5, donde nk > (n1 =1,366)

-

Vc = Vc`+ Vh/2 [1-cos(360-φx1 )+ (1-cos(720-2φx1 ))] Asumiendo φx1 = 10º Vc = 0,03562 Lts.

-

Pc = Pa`(Va`/Vc`)n1 Pc = 0,12078(0,5643/0,03562)1,366 Pc = 5,2595 MPa

-

k2 = PcVcnk k2 = 5,2595(0,03562)2,45 k2 = 0,0014880

- Para valores intermedios entre c y d: PUNTO Vx1(Lts.) Px1(MPa) D

0,02543

Px1=0,001488/Vx22,45

12,00893

28

-

0,02594 0,02645 0,02696 0,02747 0,02798 0,02849 0,02900 0,02951

11,43924 10,90687 10,40875 9,94207 9,50432 9,09324 8,70675 8,34301

-

0,03002

8,00030

-

0,03053

7,67709

-

0,03103

7,37197

0,03154

7,08365

-

0,03205

6,81096

-

0,03256

6,55282

-

0,03307

6,30825

-

0,03358

6,07634

0,03409

5,85625

-

0,03460

5,64723

-

0,03511

5,44857

C

0,03562

5,25960

2. Combustión Visible (tramo d-z-l): -

Vz = (Vz`+Vz``)/2 Vz`` =(0,02543 +0,036653)/2 Vz`` = 0,03104 Lts. (Vd −Vz )2

-

k4 = 4(Pd −Pz ) (0,02543 −0,03105 )2

k4 = 4(12,009 −12,509)

k4 = -1,5792×10−5 -

Para

vL:

29

(Vx2-Vz)2 = 4 k4 (Px2-Pz)

(V x2− V z)2 P a r á b o la(c o m b u s tió n): P x2 =

P o litr ó p ica(e s c a p e): P x2 = V x Solución: -

4k4

k 3 4 n2

vL = 0,0432391 Lts.

PL =(k3/vLn2) PL=(0,19105/0,04323911,265) PL = 10,157 MPa

valores intermedios de d, z, L: Px2 = PUNTO

V(Lts)

P(MPa)

D Z -

0,02543 0,02632 0,02721 0,02810 0,02899 0,02988 0,03077 0,03105 0,03166 0,03255 0,03344 0,03434

12,00899 12,15489 12,27569 12,37137 12,44195 12,48742 12,50779 12,50900 12,50304 12,47319 12,41823 12,33817

-

0,03523 0,03612 0,03701 0,03790 0,03879 0,03968

12,23299 12,10271 11,94732 11,76683 11,56123 11,33052

L

0,04057 0,04146 0,04235 0,04324

11,07470 10,79378 10,48774 10,15660

3.

Proceso de Escape (tramo b-e-a-r-r`):

(Vx2 -0,03105) 2 - Para 4(-1,5792 ×10 -5 ) +12,509

+Pz

-

Escape Libre(tramo b-e) (Px3-Pe)2 = 4k5 (Vx3-Ve) (Pb`+Pa`)

-

Pe = 2

Pe = Pe = 0,25724 MPa -

Ve = Vc`+Vh Ve = 0,02543 +0,5392 Ve = 0,56463 Lts.

-

Asumo φx1 =80º para: Vb = Vc`+ Vh/2 [1-cos(360-φx1 )+ (1-cos(720-2φx1 ))] Vb = 0,53795 Lts

-

Pb = k3 (Vb)-n2 Pb = 0,19105 (0,53795)-1,265 Pb = 0,41856 MPa (Pb −Pe)2 -

k5 = 4(Vb −Ve) (0,41856 −0,25724 )2

k5 = 4(0,53795 −0,56463 ) k5 =

-0,24385 -

Para valor intermedios entre b y e: Px3 =0,25724 +2 −0,24385 (Vx 3−0,56463 )

PUNTO Vx3(Lts.) B -

0,53795 0,53928 0,54062 0,54195 0,54329 0,54462 0,54595 0,54729 0,54862

Px3(MPa) 0,41856 0,41447 0,41028 0,40597 0,40153 0,39695 0,39221 0,38730 0,38220

31

0,54996

0,37688

-

0,55129 0,55262 0,55396 0,55529 0,55663 0,55796 0,55929

0,37131 0,36546 0,35927 0,35268 0,34560 0,33790 0,32938

E

0,56063 0,56196 0,56330 0,56463

0,31972 0,30825 0,29331 0,25724

-

Escape forzado (tramo e-a):

-

Va = Vb = 0,53795 Lts

-

Po = Pe = 0,25724 MPa

-

Ro = Ve – Vo = 0,56463 – Vo

-

Pa = Pr – (Pa´- Pr)

(Px4-Po)2 +(Vx4-Vo)2 = Ro2

Pa = 0,1125 – (0,12078-0,1125) Pa = 0,15390 Mpa -

Para el punto a: (Pa-Po )2 +(Va-Vo)2 = Ro2 (0,10422-0,25724)2 +(0,53795-Vo)2 = (0,56463-Vo)2 Solución Vo = 0,11172

-

Ro = Ve- Vo Ro = 0,56463-0,11172 Ro = 0,45291

-

Para valores intermedios entre e y a: Px4 = 0,25724+ 0,215 2 −(0,3491 −Vx 4)2

PUNTO Vx4(Lts.) e -

0,56463 0,56330 0,56196 0,56063 0,55929

Px4(MPa) 0,25724 0,22250 0,20815 0,19716 0,18792

32

-

0,55796 0,55663 0,55529 0,55396 0,55262 0,55129 0,54996 0,54862 0,54729 0,54595 0,54462 0,54329 0,54195

0,17980 0,17247 0,16574 0,15950 0,15365 0,14813 0,14289 0,13789 0,13311 0,12852 0,12410 0,11984 0,11572

a

0,54062 0,53928 0,53795

0,11173 0,10785 0,10409

-

Barrido (a-r`-r):

-

Tramo (a-r`):

PUNTO Vx4(Lts.) a r`

P = Pa = 0,10422 Mpa Px4(MPa)

0,53795 0,04324

0,10422 0,10422

(Px5-Pr)2 = 4 k6 (Vx5-Vr) -

-

Tramo (r`-r):

Pr = 0,1125 MPa ; Vr = Vc`= 0,02543 Lts.

-

Pr´= Pa = 0,10422 MPa; Vr`= VL = 0,04324 Lts. (Pr´ −Pr) 2

-

K6 = 4(Vr `−Vr ) (0,10422 −0,1125 )2

K6 = 4(0,04324 −0,02543 )

K6 = 0,000962358 -

Para valores intermedios entre r y r`: Px 5 =0,1125 − 4(0,000962358

PUNTO Vx5(Lts.) r` r

0,04324 0,03879 0,03434 0,02988 0,02543

)×(Vx 5−0,02543 )2

Px5(MPa) 0,10422 0,10533 0,10664 0,10836 0,11250

4. Proceso de Admisión (r-r``-a`):

(Px6-Pr)2 = 4 k6 (Vx6-Vr) 33

-

Para valores intermedios: Px 6 =0,1125 + 4(0,000962358

PUNTO Vx5(Lts.) r

r`` a`

)×(Vx 6 −0,02543 )2

Px5(MPa)

0,02543 0,02988

0,11250 0,11664

0,03434

0,11836

0,03879

0,11967

0,04324 0,56430

0,12078 0,12078

GRAFICAS DEL DIAGRAMA INDICADO REAL DEL MOTOR TURBO ALIMENTADO

INI

P(MPa) 14,000

12,000

CO

P(MPa)

34

13,000

12,500

12,000

P(MPa) 0,450

0,400

P(MPa) 0,300

0,250

35

P(MPa) 0,130

0,120

P(MPa) 0,140

0,130

36

P( M 14, 0 0 0

, 00 0 12 37

DI

P( M 0, 00

5 50

0,

4 00

0,

4 38

XV.

BALANCE TERMOENERGÉTICO DEL MOTOR TURBOALIMENTADO a. Cantidad de calor introducido al motor con el combustible HuGc

Q=

3,6

Q= Q = 175,08 [kW]

b. El calor equivalente al trabajo efectivo por cada segundo Qe = Ne Qe = 57,41 [kW] c. El calor transferido al sistema de refrigeración Qref = CiD1+2m nm Qref = CiD1+2m nm C: Constituye un coeficiente de proporcionalidad que comúnmente varía entre 0,45 y 0,53 i: Numero de cilindros. D: Diámetro del cilindro en centímetros. m: Es un índice exponencial experimental que para los motores de 4 tiempos es m = 0,60 – 0,70 n: Es la frecuencia rotacional del ciguieñal del motor (rpm)

Elijo:c = 0,49

Qref = CiD1+2m nm α 1

iD==48,286m

m = 0,65 n = 3800rpm Qref = 31,685 [kW] 39

d. La cantidad de calor que se llevan los gases de escape Gc [M1(mCv ) gases tr −M1(mCv )carg a tk]

Qgas = 3600

5. Según tabla 5 : Para tk= 40º C: (mCv) = 20,791 [kJ/kmol] 6. Según tabla 8: Para tr = 473,73º C: (mCv) = 23,138 [kJ/kmol] Qgas =

[0,8815 (23,138 )473 ,73 −0,85(20,791)40]

Qgas = 32,162 [kJ/kmol]

e. La cantidad de calor no considerado en los casos anteriores llamado también calor residual. Qrest = Q comb – (Qe +Q ref +Q gases) Qrest = 175,08 – (57,41 +31,685 +32,162) Qrest = 53,823 [kW]

BALANCE TÉRMICO

MOTOR DIESEL TURBOALIMENTADO q(%) Q(kJ/s) 57,41 Qe 32,79 31,685 Qref 18,097 32,162 Qgases 18,370 53,823 Qr 30,74 Qt introducido al motor 175,08 100 XVI. CONSTRUCCIÓN DE LAS CURVAS CARACTERÍSTICAS EXTERNAS DE VELOCIDAD :

Para los motores diesel el régimen mínimo de velocidad generalmente se asume entre los 350 y los 800 rpm, la frecuencia máxima de rotación del cigüeñal normalmente está limitada por las condiciones de desarrollo cualitativo de las condiciones de trabajo del motor, por los esfuerzos térmicos de las piezas, por la tolerancia de los esfuerzos inerciales y otros. El valor de n min se determina por la estabilidad de trabajo del motor operando a plena carga. Los puntos calculados en la parte termoenergéticos del motor sirven de base para la construcción de las curvas características externas de velocidad, los cuales se pueden calcular mediante las siguientes expresiones o modelos matemáticos.

40

1. La potencia efectiva del motor diesel turboalimentado y con intercooler - Para motores MEF: nx Nex = Ne [1+( nN

-

nx nx 2 Nex = Ne ) ] nN nN nN

Para motores diesel con cámara de torbellino: nx [0,70 +1,3( ) −(

-

nx nx 2 Nex = Ne ) ] nN nN nN

Para motores diesel con pre-camara: nx [0,60 +1,4( ) −(

-

nx 2 ) ] nN nN

Para motores de inyección directa: nx [0,87 +1,3( ) −(

-

nx ) −(

nx nx 2 Nex = Ne ) ] nN nN nN

Elijo un motor de inyección directa nx [0,87 +1,3( ) −(

nx nx 2 Nex = Ne ) ] nN nN nN

57,41 Kw @ 3800 rpm 173,46 Nm@ 200 rpm 2. Torque efectivo del motor 3×104 Nex Mex =

-

πnx 3. La presión media efectiva del motor Ne x 30τ

-

Pex = iVhn x

-

τ = 4 ; iVh = 2,1568 Lts.

41

4.

La presión media

indicada -

Pix = Pex +Pmx Sn

-

Pmx = 0,105 +0,012 (

) 30

5. Consumo específico efectivo nx

-

nx

Gex = geN[1,55 -1,55 ( ) +( nN

-

2

]

) nN

geN = 225,21[g/kwh] ; nN = 3800 rpm

6. El consumo horario de combustible -

Gcx = gex Nex . 10 -3 [kg/h]

7. La eficiencia volumétrica Para el caso de los motores Diesel para la determinación de la eficiencia volumétrica del motor es necesario conocer la ley de variación de la composición de la mezcla (α) en función de la frecuencia rotacional del motor. En este sentido, sabemos que en los motores diesel con el aumento de la frecuencia rotacional α aumenta algo por esta razón para los motores diesel de 4 tiempos y de inyección directa se puede asumir una variación lineal de α con la siguiente ecuaciónαmin = (0,7-0,8) α N

-

Asumido: αmin = 0,75α α−1,275 n−1800

N

αmin = 1,275

1,7 −1,275 = = 0,0002125 3800 −1800 α=0,8925

+0,0002125 n

Una vez que se elige la ley de variación de la composición de la mezcla entonces la eficiencia volumétrica será calculada del siguiente modo: Pe x lo αx ge x

-

ηv = 3600 ρk

-

lo = 14,452; ρk ,6698 42

8. El coeficiente de adaptabilidad por torque y por frecuencia de giro Memax KM =

-

Me N

KM = KM = 1,1891 nN Kw = nM Kw = Kw = 1,727

43

RESULTADOS:

C U

C

XVII. CONSTRUCCIÓN DE CURVAS CARACTERÍSTICAS DE CARGA DEL MOTOR

-

×carga(%) ; Ne max = 57,41 kW

Nemax Ne utilizada = 100 Pm x iVh nx

-

Nm =

30τ

Nm = Nm = 17,136 [kW] -

Ni = Ne + Nm

-

nm = (Ne/Ni)×100 1

-

ni = (1−

n2−1

)ncc nDnαφi ×100

ε -

Asumo n cc = 0,98

-

n D = 1n D = 1n D = 1,0336

-

φi =0,92 ;ε=22,2;n2 =1,265

-

ne = ni nm 3600

-

ge =

-

geNe kg Gc = [ 1000 h

RESULTADOS:

Hu ne ;

]

Hu = 48,751

CUR

CUR

CURVAS C

8. CONCLUSIONES •

La temperatura del aire a la salida del compresor alcanza los 72º C, por lo cual es obliga el uso de un intercooler o sistema de refrigeración que disminuya la temperatura del aire antes de ingresar a la cámara de combustión.

•

• • • •

La presión máxima en la cámara de combustión llega a 12,5 Mpa, lo cual no sobrepasa los límites presión permitidos (15 MPa), así como la temperatura máxima de combustión llega a ser 1889,4º C, el cual también es un valor aceptable. El porcentaje de calor de combustión que se convirtió en trabajo fue de 32,2 %, mientras que el sistema de refrigeración absorbió el 18 % del calor total. Se pudo calcular que el consumo específico efectivo mínimo es de 213 g/kwh y se obtiene cuando el motor gira a 3000 rpm aproximadamente. El torque máximo del motor analizado es de 176,46 Nm y se alcanza a 2200 rpm, lo cual nos dice que el motor desarrolla su máxima fuerza a baja velocidad. Como se puede apreciar en la grafica del diagrama indicado real del motor el trabajo en el proceso de admisión es positivo, debido a la elevación de la presión por parte del compresor.

9. RECOMENDACIONES Mientras el turbocompresor ayuda al motor en la compensación de altura y aumento de fuerza y el intercooler aumenta mas potencia todavía, ambos requieren mayores cuidados en su mantenimiento. •

•

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El único sistema de refrigeración del turbocompresor es el aceite que viene del cárter y alcanza los 280° C. Por lo que es necesario contar con un aceite que garantice su desempeño como los aceites API grupo II, sintetizados o sintéticos. El motor turboalimentado, después de operar en carretera, siempre debería enfriarse entre 3 a 5 minutos antes de ser apagado. Cuando se apaga el motor con el cojinete caliente, se corta la circulación del aceite, cocinando el aceite en el cojinete. Si vuelve a encender el motor (con el aceite cocinado sobre el cojinete y el cojinete caliente) éste podrá agriparse. El motor turboalimentado normalmente tiene un enfriador de aceite como parte del sistema de refrigeración del motor para reducir la temperatura del aceite antes de volver al cárter. Para aprovechar la máxima vida útil del turbocompresor, se requiere un refrigerante de máxima tecnología. Uno que tenga la máxima transferencia de calor y mayor inhibición de depósitos, que evite la cavitación y corrosión. (En nuestro boletín 11 encontrará más información sobre las diferentes formulaciones de refrigerantes). El motor turboalimentado requiere lubricación instantánea. Es por eso que la bomba de aceite en el cárter tiene dos salidas de aceite. Entonces la viscosidad del aceite es determinante. Si el aceite es muy viscoso, demora en alcanzar el turbocompresor, causando mayor desgaste. No se recomiendan aceites monogrados en motores equipados con turbocompresor. El turbocompresor está diseñado de tal modo que suele durar lo mismo que el motor. No precisa de mantenimiento especial; limitándose sus inspecciones a unas comprobaciones periódicas.

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Para garantizar que la vida útil del turbocompresor se corresponda con la del motor, deben cumplirse de forma estricta las siguientes instrucciones de mantenimiento del motor que proporciona el fabricante: Intervalos de cambio de aceite Mantenimiento del sistema de filtro de aceite Control de la presión de aceite

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Mantenimiento del sistema de filtro de aire El 90% de todos los fallos que se producen en turbocompresores se debe a las siguientes causas:

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Penetración de cuerpos extraños en la turbina o en el compresor Suciedad en el aceite Suministro de aceite poco adecuado (presión de aceite/sistema de filtro) Altas temperaturas de gases de escape (sistema de arranque/sistema de inyección). Estos fallos se pueden evitar con un mantenimiento frecuente. Cuando, por ejemplo, se efectúe el mantenimiento del sistema de filtro de aire se debe tener cuidado de que no se introduzcan fragmentos de material en el turbocompresor.

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Diagnóstico de fallos Si el motor no funciona de forma correcta, no se debe dar por asumido que el fallo viene provocado por el turbocompresor. Suele suceder que se sustituyen turbocompresores que funcionan perfectamente pese a que el fallo no se encuentra en éstos, sino en el motor. Solamente tras verificar todos estos puntos se debe verificar la presencia de fallos en el turbocompresor. Como los componentes del turbocompresor se fabrican en máquinas de alta precisión con mínimas tolerancias y las ruedas giran a una velocidad de hasta 300.000 rpm, los turbocompresores sólo deben ser inspeccionados por especialistas que dispongan de cualificación. 9. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Jovaj M.S. “Motores de Automóvil” Editorial.MIR.1979.Moscú.

ANEXOS

Figura 25

Figura 30 TABLA 8

TABLA 5