tsu irwtezujhk

Sveučilište u Rijeci Tehnički fakultet

TOPLINSKI STROJEVI I

Volumetrijski strojevi

Vladimir Medica

(podloge za studente)

2006.

II

PREDGOVOR Ovaj je radni materijal nastao kao podloga za kolegij Toplinski strojevi I na stručnom studiju strojarstva tijekom 1990. godine. Tekst u ovome obliku je pripremljen samo kao podloga za studente kako bi im se olakšalo praćenje nastave i priprema za ispit. Ovaj će tekst biti još prepravljen i usklađen s opsegom predavanja za potrebe novoga studija usklađenog s Bolonjskim procesom. Tekst je pripremljen prema podlogama u knjizi Dubbel: Taschenbuch fuer Maschinenbau, 14. Auflage. Uz prevedene dijelove dodani su novi tekstovi. Molim čitatelje da mi naznače moguće greške u tekstu, kojih sigurno ima u ovakvoj radnoj verziji. Zahvaljujem se unaprijed na bilo kojoj vrsti pomoći i sugestija.

Prof. dr. sc. Vladimir Medica, dipl. ing.

Rijeka, 2006.

III

SADRŽAJ 1 TOPLINSKI STROJEVI 11.1 Izvori energije 11.1.1 Primarne energije 11.1.2 Priprema primarnih nosioca energije 21.1.3 Pretvorba primarne energije u korisnu energiju 31.1.4 Kogeneracija 31.1.5 Pohranjivanje energije 31.2 Osnove toplinskih strojeva 41.2.1 Vanjski rad 4 2 KLIPNI STROJEVI 72.1 Opći principi 72.2 Klipni strojevi 92.2.1 Radni proces 92.3 Osnove proračuna 112.4 Konstrukcijske izvedbe 192.4.1 Izvedbe stroja 192.4.2 Elementi koljenastoga mehanizma 212.4.3 Nepokretni dijelovi stroja 262.5 Hlađenje i podmazivanje 292.5.1 Hlađenje 292.5.2 Podmazivanje 302.6 Koljenasti mehanizam 322.6.1 Kinematika koljenastoga mehanizma 332.6.1.1 Hod klipa 342.6.1.2 Brzina klipa 342.6.1.3 Ubrzanje klipa 352.6.2 Dinamika koljenastoga mehanizma 362.6.2.1 Sile tlaka radnoga medija 362.6.2.2 Inercijske sile 372.6.2.3 Ukupne rezultirajuće sile 412.6.2.4 Sile u dijelovima mehanizma 422.6.2.5 Uravnoteživanje inercijskih sila koljenastog mehanizma 442.6.2.6 Uravnoteženje Lancasterovim protuutezima 462.7 Dinamika klipnih strojeva 482.7.1 Dijagram tangencijalnih sila za višecilindrični stroj 482.7.2 Inercijalne sile i njihovi momenti 482.7.3 Strojevi s rasporedom cilindara u linijskoj izvedbi 482.7.4 Strojevi s rasporedom cilindara u V izvedbi 562.7.5 Boxer izvedba stroja 602.8 Torzijske vibracije 622.8.1 Momenti inercije masa 622.8.2 Torzijska krutost 632.8.3 Jednadžbe gibanja 642.8.4 Vlastite vibracije 702.8.5 Pobudni momenti kod klipnih strojeva 732.8.6 Posebni slučajevi pobude torzijskih sustava 762.8.7 Prinudne vibracije pri harmonijskoj pobudi 772.8.8 Prinudne vibracije i vibroizolacija 772.9 Proračun zamašnjaka 79

IV

3 KOMPRESORI 833.1 Način rada kompresora, vrste i primjena 833.2 Jednostepena kompresija 833.2.1 Tlakovi i temperature 833.2.2 Štetni prostor 843.2.3 Volumeni i mase 853.2.4 Volumetrijski stupanj djelovanja 873.2.5 Radni proces 923.2.6 Snage i stupnjevi djelovanja 953.3 Kompresija u više stupnjeva 1003.3.1 Tlakovi i temperature 1003.3.2 Kapacitet i snaga 1023.4 Izvedbe kompresora 1043.4.1 Osnove konstrukcije 1053.4.2 Razdioba stupnjeva 1053.5 Konstrukcija i pogonske karakteristike 1093.5.1 Konstrukcija 1093.5.2 Pogonske karakteristike 1113.6 Upravljanje kompresora (ventili) 1163.6.1 Izvedbe i način djelovanja 1173.6.2 Proračun ventila 1193.6.3 Ugradnja ventila 1223.7 Regulacija kompresora 1243.7.1 Regulacija u dvije točke 1253.7.2 Kontinuirana regulacija 1303.8 Izvedeni kompresori 1333.9 Posebne izvedbe kompresora 1363.9.1 Rotacijski krilni kompresor 1363.9.2 Vijčani kompresor 1383.9.3 Suhi kompresori 1403.9.4 Kompresori za najviše tlakove 140 4 MOTORI S UNUTARNJIM IZGARANJEM 1414.1 Podjela i primjena motora s unutarnjim izgaranjem 1414.2 Način rada i radni proces 1424.2.1 Način rada 1424.2.2 Usporedni teorijski procesi 1434.2.3 Realni radni proces 1504.3 Izmjena radnog medija 1594.3.1 Značajke izmjene radnog medija 1594.3.2 Oprema za upravljanje izmjenom radnog medija 1614.3.3 Izmjena radnog medija kod četverotaktnoga motora 1654.3.4 Izmjena radnog medija kod dvotaktnoga motora 1684.3.5 Prednabijanje motora 1714.4 Izgaranje u motoru 1754.4.1 Goriva za motore 1754.4.2 Stvaranje gorive smjese i izgaranje kod Ottovog motora 1764.4.3 Stvaranje gorive smjese i izgaranje kod dizelskih motora 1794.4.4 Stvaranje gorive smjese i izgaranje kod hibridnih motora 1834.5 Uređaji za stvaranje gorive smjese i upaljivanje kod Otto motora 1854.5.1 Rasplinjač 1854.5.2 Ubrizgavanje benzina 1884.5.3 Oprema za paljenje gorive smjese 1894.6 Uređaji za stvaranje i paljenje gorive smjese kod dizelskih motora 1914.6.1 Sustav ubrizgavanja goriva 1914.6.2 Visokotlačna pumpa za ubrizgavanje goriva 193

V

4.6.3 Ventili za ubrizgavanje goriva (Rasprskač) 1944.6.4 Oprema za start i olakšanje paljenja 1954.7 Pogonske karakteristike i parametri motora 1964.7.1 Snaga, moment i potrošnja goriva 1964.7.2 Karakteristike 1994.7.3 Ekološke karakteristike motora 1994.7.4 Motor s unutarnjim izgaranjem kao pogonski stroj 2044.8 Konstrukcija motora 2104.8.1 Zakoni sličnosti i naprezanja 2104.8.2 Tipovi motora s unutarnjim izgaranjem 2134.8.3 Dijelovi motora 2154.8.4 Izvedbe motora 2214.9 Stirling motor 227

Uvod 1

1 TOPLINSKI STROJEVI

1.1 IZVORI ENERGIJE

1.1.1 Primarne energije Fosilna i recentna goriva U ova goriva ubrajamo ugljene i vegetacijski gorivi materijal (drveće, travu itd). Sa starošću goriva smanjuje se sadržaj vodika i tekući sastojci goriva. U ta goriva spadaju kameni ugljen, mrki ugljen, lignit, drvo itd. Do ugljena dolazimo rudarenjem. Termoelektrane koje rade sa ugljenom oko 100 puta više ekološki opterećuju okolinu od nuklearnih elektrana iste snage. Tekuća goriva Nazivamo ih sirovom naftom ili zemnim uljem. Sadrže spojeve ugljikovodika uz male udjele sumpora, vanadija, natrija i drugih metala. Kruti ostatak izgaranja (pepeo) je neznatan. Glavni dijelovi goriva su različiti ugljikovodici, kao parafini, aromati, olefini itd. Naftu crpimo iz podzemlja ili podmorja, iz uljnih škriljaca i pijeska. Iz uljnih škriljaca i pijeska nafta se dobiva ekstrakcijom i isplinjavanjem na temperaturama od 500°C. Zemni plin Nastanak zemnog plina je povezan s nastankom nafte. On se nalazi bilo u slojevima iznad sloja nafte ili je otopljen u njoj. Plin je obično pod tlakom, pa se do njega dolazi sondiranjem. Uglavnom sadrži metan, etan, propan, butan, dušik, ugljični dioksid i razne spojeve sumpora npr. H2S. Primjena zemnog plina je od velikog značaja za primjenu u termoelektranama i općenito, zbog vrlo čistog i potpunog izgaranja. Nuklearna energija Dobivamo je cijepanjem (fizijom) ili stapanjem (fuzijom) jezgara atoma, čime dobivamo do 106 puta veću količinu energije nego u klasičnim kemijskim reakcijama, u kojima reagiraju samo elektroni iz elektronskog omotača atoma. Atomska fuzija nudi pogodnu energiju za budućnost, pojeftinjuje pripremu goriva i pojednostavnjuje mjere zaštite od zračenja. Glavni napori istraživanja se danas usmjeravaju na istraživanje kontrolirane fuzije. Goriva za fiziju su danas prirodni uran obogaćen izotopom U235, zatim uran U233, dobiven iz torija Th, i plutonij Pu239 u obliku oksida. Za pokretanje procesa potrebna je minimalna, tzv. "kritična" masa, tako da se dovedeno gorivo može samo dijelom iskoristiti. Iz gospodarskih razloga se ostatak goriva iz "podkritične" mase ne odbacuje, već se obogaćuje, tako da se zadržava visoko radioaktivni fizijski materijal za ponovnu primjenu. Produkti raspada su još dugo vremena radioaktivni, tako da ih je potrebno odlagati

2 Toplinski strojevi i uređaji

na posebne deponije pod posebnim mjerama zaštite. Izbor lokacije postrojenja za obogaćivanje i deponija za odlaganje podliježe ne samo tehničkom i znanstvenom nadzoru, već je prije svega problem državne sigurnosti. Energija vode Za dobivanje mehaničkog rada koristi se energija vodnih tokova i valova. Ova primarna energija nema direktno značenje za toplinske strojeve. Energija vjetra Koristi se slično kao i energija vode za direktno dobivanje mehaničkog rada. Energija Sunca Intenzitet zračenja ovisi o geografskoj širini, gustoći naseljenosti i godišnjem dobu. Sunčeva se energija može koristiti u niskotemperaturnim sustavima, gdje se sakuplja na direktno ozračenim apsorpcijskim površinama (sunčevim kolektorima) ili u visokotemperaturnim sustavima, gdje se pomoću sustava ogledala energija dozračena na veliku površinu koncentrira na malu površinu i na taj način postižu vrlo visoke temperature. Geotermalna energija Toplina iz izvora vode u obliku tople vode, vrele vode ili pare može se direktno primijeniti u toplinskim strojevima. Voda iz geotermalnog izvora može se direktno koristiti kao radni medij, samo treba voditi računa o mogućnosti nastanka naslaga otopljenih soli (kamenac) i korozijskom djelovanju takve vode. Energetska izdašnost takvih izvora u našoj zemlji je obično mala, tako da je njihovo značenje svedeno na lokalne okvire. Bioplin Nastaje biološkim bakterijskim raspadom organskih tvari. Glavni sastojak bioplina je metan. Proizvodnja bioplina ima veliko ekološko značenje. Nastali plin se koristi kao plinovito gorivo. Biomasa Biomasa je uglavnom vegetacijskog porijekla, rjeđe animalnog. To su šećeri, ulja, celuloza itd. Iz biomase se dodavanjem enzima mogu dobiti alkoholi ili drugi pogodni oblici energenata.

1.1.2 Priprema primarnih nosioca energije Oplemenjivanje ugljena Oplemenjivanje ugljena vrši se mljevenjem, briketiranjem i isplinjavanjem. Primjenom topline za pogon visokotemperaturnih reaktora za isplinjavanje, moguća je upotreba produkata kao plinovitog goriva. Isplinjavanje ugljena se vrši dodavanjem vodika ili vodene pare. Dobiva se metan. Posebno je interesantno

Uvod 3

dodavanje vodika radi dobivanja tekućih goriva. Obrada nafte Sirova nafta je u nepogodnom obliku za direktnu primjenu, pa se destilacijom i drugim postupcima iz nje dobivaju plinovita goriva, laka srednja i teška tekuća goriva, ulja za podmazivanje, masti itd. Prirodni plin Da bi se olakšao transport, plin se komprimira, kako bi se ukapljio pri temperaturama okoline. Odgovarajućim postupcima plin se pri tome oslobađa sumpora i soli.

1.1.3 Pretvorba primarne energije u korisnu energiju Energije vode i vjetra možemo direktno pretvoriti u mehaničku energiju za pogon strojeva. Kod svih drugih oblika energije, dobiva se najprije toplina, koja se predaje radnom mediju i koja se u toplinskom stroju pretvara u mehaničku. Kako su i toplinska i mehanička energija ekonomski nerentabilne za transport na velike udaljenosti, one se pretvaraju u električnu energiju. Električna energija se može transportirati na velike udaljenosti uz minimalne gubitke. Najveća područja primjene toplinskih strojeva su u proizvodnji električne energije i u saobraćaju (zračnom, cestovnom, željezničkom, morskom, riječnom itd.) Pri radu toplinskih strojeva potrebno je gorivo, zrak sa kisikom za izgaranje i rashladni medij putem kojega ćemo odvoditi otpadne topline. Tokom izgaranja nastaju i tvari koje su ekološki štetne (pojedine su i smrtonosne za čovjeka).

1.1.4 Kogeneracija Pored korisne mehaničke energije iz toplinskog stroja dobivamo i otpadne topline, bilo putem ispušnih plinova ili rashladnog medija. Ta se toplina može primijeniti za pojedine korisne namjene, kao što su: • proizvodnja pare za dodatni mehanički pogon, • primjena isušnih plinova u dodatnoj plinskoj turbini, • primjena otpadnih toplina za potrebe grijanja itd.

1.1.5 Pohranjivanje energije Pohranjivanje energije služi da bi se toplinski stroj mogao napajati energijom ili da se spreme viškovi energije za naknadnu upotrebu. To mogu biti: • spremnici goriva, • pumpne stanice, koje višak energije koriste za pumpanje vode u visinska jezera za kasniju upotrebu u

hidroelektrani, • akumulacije komprimiranog zraka, • akumulacije pare u velikim vodenim spremnicima (kod parnih kotlova napr.), • električni akumulatori, • termički akumulatori na bazi latentne topline (soli metala).


U slijedećoj tablici dana je usporedba različitih načina spremanja energije u odnosu na masu u kojoj spremamo energiju: Tablica 1.1 Uporedba različitih načina spremanja energije

Spremnik Sadržaj energije [J/kg] Čelična opruga 500 ... 900 Tlačni spremnik 3000 ... 5000 Zamašnjak (22 ... 72)*103 Olovni akumulator (50 ... 80)*103 Spremnik vrele vode (180 ... 250)*103 Toplinski spremnik na osnovi latentne topline (0.8 ... 2.5)*106 Spremnik goriva sa spremnikom kisika (5 ... 18)*106 Lignit (gorivo) 13.4*106 Drvo (gorivo) 15.2*106 Mrki ugljen (gorivo) (8.4 ... 16.8)*106 Metilni alkohol (gorivo) 19.6*106 Kameni ugljen (gorivo) (28 ... 31)*106 Tekuća goriva (derivati nafte) (38 ... 43)*106 Plinovita goriva (40 ... 42)*106 Nuklearni reaktor za svemirski program (SNAP) (0.5 ... 2.5)*109 Uran U235 za nuklearnu fiziju (2.1 ... 4.7)*1012 Vodik H2 za nuklearnu fuziju (18 ... 54)*1012

1.2 OSNOVE TOPLINSKIH STROJEVA

1.2.1 Vanjski rad

Kada se radni medij širi (ekspandira) on potiskuje svaki element svoje površine protiv tlaka p okoline, na van. Pritom se vrši rad obzirom na okolinu, koji označavamo kao "vanjski rad". Za radni medij s masom m taj je rad:

∫∫ ⋅=⋅= vpmVpW dd ( 1.1 )

Ako se volumen nekog radnog medija, zadane mase, smanjuje mi moramo dovoditi rad izvana da bi izvršili kompresiju. Tehnički rad Rad dobiven ekspanzijom radnog medija ili rad za kompresiju radnog medija koji moramo dovesti kompresoru, nazivamo "tehnički rad". Ovaj rad ovisi o vrsti promjene stanja plina. Za neku masu plina m, uz zanemarivanje rada trenja, kinetičke energije radnog medija i potencijalne energije radnog medija u gravitacijskom polju sile teže, tehnički rad je:

∫∫ ⋅=⋅= pvmpVW ddt ( 1.2 )

Uvod 5

PROMJENE STANJA

Promjena stanja Osnovna jednadžba Ostale veličine Izoterma, T = const

2211 VpVp = 2

11

1

211212 lnln

pp

TRVV

TRqw ===

2

112 ln

pp

Rsss =−=∆

Izobara, p = const

2

2

1

1TV

TV

=

( ) ( )121212 TTRvvpw −=−=

( )1212 TTcq p −=

1

212 ln

TT

csss p=−=∆

Izohora, V = const

1

1

2

2Tp

Tp =

012 =w

( )1212 TTcq v −=

1

212 ln

TT

csss v=−=∆

Adijabata, s = const

κκ2211 VpVp =

1

1

2

2

1

1

2 −

=

=

κκκ

TT

VV

pp

κκκ 1

1

21

2

1

1

2

−−

=

=

pp

VV

TT

−

−=

−

−=

−−

κκκ

κκ

1

1

211

2

11112 1

11

1 ppTR

VVVpw

( )11

21221112 −

−=−

−=κκ

TTRvpvpw

012 =q , 012 =∆s

Politropa

nn VpVp 2211 =

1

1

2

2

1

1

2 −

=

=

nnn

TT

VV

pp

nnn

pp

VV

TT

1

1

21

2

1

1

2

−−

=

=

−

−=

−

−=

−−n

nn

pp

nTR

VV

nVp

w

1

1

211

2

11112 1

11

1

( )11

21221112 −

−=−−=

nTTR

nvpvpw

( ) ( )1

211212 −

−+−=

nTTR

uuq

1

2

1

2

1

2

1

212 lnlnlnln

VV

RTT

cpp

RTT

cs vp +=−=

s = const

s = const

T = const

T = constV = constV = const

p = constp = const n = 1

n = 1

n = κ

n = κ n = 0

n = 0

n = ∞ n = ∞

0 0

T

s V

p

Klipni strojevi 7

2 KLIPNI STROJEVI

2.1 OPĆI PRINCIPI Osnovu klipnih strojeva čini periodički promjenljivi volumen radnog prostora, koji je ispunjen plinovitim ili tekućim radnim medijem. Tlak radnog medija povećava se kompresijom i smanjuje ekspanzijom. Unutar jednog radnog procesa stroja još imamo i faze izmjene radnog medija. Kod pogonskih toplinskih strojeva (motori s unutarnjim izgaranjem i parni strojevi) prevladava dio procesa u kojemu se odaje rad, a to su ekspanzija radnog medija i usis. Kod radnih strojeva, kojima je za rad potreban strani pogon, kao što su pumpe i kompresori, prevladava dio procesa u kome se apsorbira rad, a to su kompresija i istiskivanje. Geometrijska značajka svih ovih procesa je stapajni volumen Vs, tj. najveća promjena volumena radnog prostora tokom jednog procesa. Potiskivač, pomoću kojega mijenjamo volumen radnog prostora, može biti klip s oscilacijskim translacijskim gibanjem, s oscilacijskim rotacionim gibanjem, kao i radni medij koji se giba u radijalnom ili aksijalnom smjeru obzirom na os stroja (slika 2.1). Obzirom na dinamičke strojeve (centrifugalne pumpe, turbine itd.) ubrzanja radnog medija u radnom prostoru su zanemarivo mala. Rotirajući potiskivač Ako radni medij struji po obodu stroja u kojemu je rotor postavljen ekscentrično s pomakom e, volumen prostora između površina rotora i kućišta će se mijenjati periodički (slika 2.1). Dobro brtvljenje radnog prostora ostvaruje se specijalnim profilima rotora, na primjer trohoidom kod Wankelova motora (slika 2.1a) ili kod kompresora. Drugo rješenje predstavljaju rotori s pomičnim krilcima kod kompresora (slika 2.1b) i pumpi. Bez ekscentričnosti rotora može se ostvariti samo, gotovo, udarna promjena tlaka, kao kod Rootsova puhala (slika 2.1c). Ako medij struji u aksijalnom smjeru, njega transportiramo rotorima u obliku pužnih vijaka. Kod mono-pumpe (slika 2.1d), promjena volumena se odvija između statora, koji u sebi ima dvovojni pužni navoj izveden u gumi, i rotora, koji je izveden kao jednovojni pužni vijak. Kod vijčanih kompresora (slika 2.1e) oba su rotora tako oblikovana, da se zahvaćeni volumen između granica dodira stalno smanjuje. Prednost ovakovih vijčanih kompresora je u povoljnom gibanju za prijenos energije za određeni stupanj kompresije. Nedostatak je u temperaturnim ekstremima koji se javljaju na određenim mjestima, tako da je otežano dobro brtvljenje zbog termičkih dilatacija, kao i hlađenje zagrijanih dijelova. Njihajući potiskivači Ovi potiskivači za svoje gibanje iziskuju odgovarajući mehanizam, koji kružno gibanje pretvaraju u njihajuće gibanje, kao i organe upravljanja za ulaz i izlaz radnog medija (ventili upravljani razlikom tlaka, ili mehanički upravljani). Za promjenu rotacionog gibanja u njihajuće koristi se najviše koljenasti mehanizam, koji za svoje slobodno gibanje traži dovoljno veliki prostor stroja (slika 2.1f).


Slika 2.1 Volumetrijski strojevi a do e) s rotirajućim potiskivačem, a do c) s medijem koji se prenaša po obodu, d i e) s aksijalnim protokom

medija, f) s oscilirajućim potiskivačem

Klipni strojevi 9

2.2 KLIPNI STROJEVI Zbog njihove česte primjene, ovi strojevi su dobili svoje nazive. Radni prostor (slika 2.2a) sastoji se iz cilindra 1, zatvorenog sa jedne strane cilindarskom glavom 2 i u kojemu se s druge strane giba klip 3. Klip se giba s hodom s od jednog krajnjeg položaja do drugog krajnjeg položaja i natrag. Krajnje točke gibanja klipa, u kojima brzina klipa mijenja svoj smjer, nazivamo mrtvim točkama. Kako se klipni strojevi najčešće izvode kao stojeći, unutarnja mrtva točka, kada je klip najbliže cilindarskoj glavi, naziva se gornja mrtva točka (koju ćemo označavati kraticom GMT). Suprotno njoj je donja mrtva točka (kaju ćemo označavati kraticom DMT). Hod klipa xk mjerimo od GMT, a maksimalna vrijednost mu je jednaka stapaju s, tj. hodu od jedne do druge mrtve točke. Maksimalni volumen radnog prostora se sastoji iz volumena kompresijskog prostora Vc i stapajnog volumena Vs. Za vezu između oscilacijskog gibanja klipa i rotirajućeg gibanja koljenastoga vratila potreban je koljenasti mehanizam, koji je obrađen u posebnom poglavlju.

Slika 2.2 Prikaz rada klipnih strojeva a) parni stroj, b) kompresor, c) stapna pumpa, d) četverotaktni motor, e) dvotaktni motor

2.2.1 Radni proces Za karakteristično opisivanje procesa u stroju služi radni proces koji se periodički ponavlja i koji se sastoji iz izmjene radnog medija (usis i istiskivanje) i kompresije i ekspanzije u cilindru. Kod nekompresibilnih medija (tekućine), otpadaju procesi kompresije i ekspanzije. Kod pogonskih strojeva, kao što su pneumatski motori i toplinski strojevi, rad ekspanzije je daleko veći od rada kompresije. Ovdje su najznačajniji motori s unutarnjim izgaranjem, zbog unutarnjeg dovoda topline. Izmjena radnog medija se regulira ventilima i klizačima. Kod radnih strojeva, koji pogon dobivaju izvana, prevladava rad kompresije, koji je veći od rada ekspanzije. Primjer za te strojeve su kompresori i pumpe (kod pumpi nemamo rada kompresije, već je to rad istiskivanja). Kod radnih strojeva, upravljanje ventilima se vrši pod djelovanjem razlika tlakova, tako da nije potreban mehanički pogon ventila. Kod jednoradnog klipnog stroja istiskivanje i

Vs

Vs Vs

Vs Vs

Vc

Vc


kompresija se odvijaju pri gibanju klipa od DMT prema GMT, a usis i ekspanzija pri gibanju klipa od GMT prema DMT. Kod radnih strojeva, proces se u p-V dijagramu odvija suprotno smjeru kazaljke na satu (slika 2.2b), a kod pogonskih strojeva u smjeru kazaljke na satu (slika 2.2a). Tlak prilikom usisa u cilindar je, zbog gubitaka strujanja na ventilima i usisnoj cijevi, manji od vanjskog tlaka, tako da je p1'<p1, pa je za usis potrebno dovoditi rad. Kod istiskivanja je iz istog razloga p2">p2, tako da i tu moramo dovoditi rad. Kod kompresije i ekspanzije, radni medij izvodi rad prema zakonima termodinamike. Taj rad možemo odrediti indiciranjem (mjerenjem p-V dijagrama) ili mjerenjem snage stroja. Parni stroj Para, kao nosilac energije (slika 2.2a), struji iz parnog kotla sa tlakom p1 u cilindar od točke 4 do točke 1 uz lagano opadanje tlaka, nakon čega se zatvara dovodni ventil ili klizač, koji je bio otvoren od točke VE do točke Ex. Zatvaranjem dovoda pare, kako više ne dovodimo novu masu pare, počinje ekspanzija pare u cilindru. To se vidi po naglom smanjenju tlaka. Nakon ekspanzije od 1 do 2 uz odavanje rada, pri otvaranju ispušnog ventila ili klizača u točki VA tlak u cilindru je viši od tlaka p2, tako da para počinje istrujavati iz cilindra. Ovaj ventil ostaje otvoren od točke VA do točke Co. Tokom gibanja klipa od DMT do GMT, volumen u cilindru se smanjuje i klip istiskuje paru van cilindra. Zatvaranjem ispušnog ventila, u točki Co počinje kompresija u cilindru, od točke 3 do točke 4. Točke VE i VA leže ispred točaka 4 i 2, kako bi se za faze usisa i ispuha ventil stigao dovoljno otvoriti. Pri točki VA tlak u cilindru je viši od p2", tako da se gubi jedan dio rada ekspanzije (šrafirana površina). Ovog rada se odričemo jer predstavlja vrlo mali rad, za kojega je potrebno značajno povećati dimenzije stroja, što nije ekonomski opravdano. Parni strojevi se danas izrađuju još samo kao jednostepeni, sa snagama do 200kW po cilindru. Prednosti primjene parnog stroja su u dobroj elastičnosti stroja, što znači da se stroj može dobro prilagoditi promjenama opterećenja i sam stroj nije osjetljiv na preopterećenja. Nedostatci su u vrlo niskoj korisnosti η < 0.1 i potrebnom parnom kotlu za proizvodnju pare. Motor s unutarnjim izgaranjem Kod motora s unutarnjim izgaranjem (slike 2.2d i 2.2e) se gorivo i zrak s kisikom za njegovo izgaranje dovode neposredno u radni prostor stroja. Izgaranje i predaja topline radnom mediju vrši se u samom cilindru. Goriva koja se koriste moraju izgarati bez pepela, tj. negorivog krutog ostatka, tako da se kao goriva koriste samo tekuća i plinovita goriva. Kako bi se izgaranjem dobile što više temperature i time dostigla što bolja korisnost, radni medij se prije izgaranja komprimira. Porast tlaka izgaranjem, nakon kompresije, daje dovoljno visok tlak za dobivanje mehaničkog rada ekspanzijom nastalih plinova izgaranja. Nakon kompresije od točke 1 do točke 2, slijedi izgaranje, koje se u početku odvija vrlo brzo, tako da sliči trenutnom izohornom izgaranju od 2 do 3 i naknadno sporije izgaranje uz istovremenu djelomičnu ekspanziju, tako da sliči izgaranju po izobari od 3 do 4. Nakon izgaranja slijedi ekspanzija od točke 4 do točke 5. Opisani dio procesa je jednak kod dvotaktnih i četverotaktnih motora. Kod četverotaktnog motora (slika 2.2d) imamo još takt ispuha od točke 5 do točke 0 i takt usisa od točke 0 do točke 1, tako da radni proces motora obuhvaća 4 takta, odnosno dva okretaja koljenastog vratila. Kod dvotaktnog motora (slika 2.2e) dolazi najprije u točki 5 do otkrivanja ispušnih raspora u stjenci cilindra, a u točki 6 i do otvaranja usisnih raspora. Ispušni plinovi od točke 5 do točke 6 istrujavaju pod djelovanjem razlike tlaka. Od točke 6 do točke 7 zrak koji je prije komprimiran u posebnom puhalu, ulazi u cilindar i ispred sebe istiskuje plinove izgaranja i ispunjava cilindar svježim zrakom za slijedeće izgaranje. Od točke 7 tlak još malo opada jer dio zraka koji je ispunio cilindar bježi kroz još otvorene ispušne raspore do točke 1, kada dolazi i do njihovog zatvaranja i do početka kompresije. Kod dvotaktnog motora se cijeli proces odvija u dva takta, tj. tokom jednog okretaja koljenastog vratila. Dvotaktni motor je zbog dvostruko većeg broja radnih taktova termički više opterećen od četverotaktnog motora. Kod Ottovog motora se u cilindar motora usisava već izmiješana goriva smjesa zraka i goriva, koju ne smijemo pretjerano komprimirati, kako ne bi došlo do samoupaljivanja smjese tokom kompresije. Goriva smjesa se prije GMT upali električnom iskrom pomoću svjećice. Kod dizelskog motora se u cilindar usisava samo zrak i po volji visoko komprimira. U zagrijani zrak na kraju kompresije ubrizgava se gorivo koje se raspršuje, isparuje, miješa sa zrakom i upaljuje samo

Klipni strojevi 11

od sebe. Kako smjesa para goriva i zraka izgara velikom brzinom, kod Ottovog motora, gdje je gorivo imalo dovoljno vremena tokom kompresije da ispari i da se dobro pomiješa sa zrakom, izgaranje je vrlo brzo, tako da govorimo o izohornom izgaranju (pri V = const.). Kod dizelskog motora se goriva smjesa stvara tokom samog izgaranja, tako da je izgaranje sporije nego kod Otto motora, pa se takvo izgaranje zamjenjuje izobarnim izgaranjem (pri p=const.). Kompresor Kod kompresora (slika 2.2b) dolazi do usisa od točke 4 do točke 1 i kompresije od točke 1 do točke 2. Tokom kompresije se smanjuje volumen, a temperatura i tlak rastu. Da bi se spriječile moguće eksplozije zbog samoupaljivanja para ulja za podmazivanje, temperatura se ograničuje na 200°C. Radi toga je potrebno dobro hlađenje stjenke cilindra, cilindarske glave i klipa, kao i hlađenje zraka u hladnjacima, pomoću vode ili zraka. Time se štedi i na pogonskoj energiji. Kada je u točki 2 tlak u cilindru narastao iznad tlaka p2, dolazi pod djelovanjem razlike tlaka do otvaranja ispušnih ventila i do istiskivanja radnog medija iz cilindra, sve do točke 3. Tu je klip došao do GMT i u cilindru je zaostalo još nešto komprimiranog radnog medija. Klip će se gibati sada prema DMT, volumen u cilindru se povećava i tlak se u cilindru smanjuje. Ispušni ventil se pod djelovanjem razlike tlaka sam zatvara. Tlak u cilindru i dalje opada ekspanzijom zaostalog radnog medija, sve dok tlak u cilindru ne opadne ispod tlaka p1, iza točke 4, kada će doći do otvaranja usisnog ventila i ustrujavanja radnog medija u cilindar od točke 4 do točke 1. Pumpe Radni proces pumpe (slika 2.2c) određen je gustoćom i nekompresibilnošću tekućine. Radni proces je ograničen izohornim opadanjem tlaka od 3 do 4 u GMT i izohornim povećanjem tlaka od 1 do 2 u DMT. Usis i istiskivanje se na taj način protežu tokom čitavog stapaja, od GMT do DMT i obratno. Skokovi u krivuljama tlaka u točki 2 i točki 4 predstavljaju samo potrebne razlike tlaka da bi se pokrenuo mirujući ventil i podignuo sa sjedišta.

2.3 OSNOVE PRORAČUNA Stapajni volumen Klipni stroj sa promjerom klipa D i stapajem s ima stapajni volumen:

4

2 sDsAV ksπ== (2.1)

Kod dvoradnog stroja sa stapnim mehanizmom i križnom glavom, stapajni volumen je. suma stapajnih volumena iznad i ispod stapa:

( )sAAV GSGSs += (2.2) gdje je AGS površina projekcije klipa prema cilindarskoj glavi, a ADS površina projekcije stapa prema koljenastom vratilu (donja strana stapa). Kako na donjoj strani stapa imamo pričvršćenu stapajicu promjera d, to je ADS < AGS, pa je:


( )[ ] ( )sdDsdDDVs22222 2

44−=−+= ππ

(2.3)

. Stroj sa z cilindara ima ukupni stapajni volumen:

zVV sH = (2.4) Geometrijski stupanj kompresije Odnos između maksimalnog i minimalnog volumena u cilindru naziva se geometrijski stupanj kompresije ε. Minimalni volumen je tzv. kompresijski volumen Vmin=Vc, dok je maksimalni volumen Vmax=Vc+Vs. Geometrijski stupanj kompresije je:

c

scV

VVVV +

==min

maxε (2.5)

Ako nam je poznat geometrijski stupanj kompresije ε i stapajni volumen Vs, možemo odrediti kompresijski volumen Vc i maksimalni volumen:

1-

1s

cmax

sc

εεε

εV

VV

VV

==

−=

(2.6)

Trenutni volumen radnog prostora Ako je hod klipa od GMT xk, trenutni volumen radnog prostora na gornjoj strani klipa je:

sk

ckkc Vs

xVAxVV +=+= (2.7)

Brzina vrtnje i kružna brzina Brzina vrtnje n predstavlja broj okretaja koljenastog vratila u jedinici vremena. Za jedan okretaj koljenastog vratila klip prevali hod od jedne mrtve točke do druge i natrag, tj. hod od dva stapaja. Recipročna vrijednost brzine vrtnje je vrijeme jednog okretaja T = 1/n. Kako je vrijeme direktno proporcionalno prevaljenom kutu kod konstantne brzine vrtnje, umjesto vremena možemo kao mjeru uzeti kut koji prevali koljeno koljenastog vratila ϕ, mjereno od položaja kada je klip u GMT. Kružna brzina koljenastog vratila je ω=ϕ/t. Za ϕ = 2π je t = T, pa dobivamo:

nT

ππω 22 == (2.8)

Vrijeme kojemu odgovara kut od 1° OK (° kuta koljena) dobivamo na slijedeći način: tokom jednog okretaja koljeno prevali kut od 360° OK, pa dobivamo:

Klipni strojevi 13

nt

nTt

360

3601

360

OK

OK1

o

o

αα =

== (2.9)

Tokom jednog okretaja izvedu se dva takta. Broj procesa u jedinici vremena je kod dvotaktnog stroja jednak brzini vrtnje, dok je kod četverotaktnih strojeva on dvostruko manji od brzine vrtnje, pa je prema tome:

nna = za dvotaktni stroj

2nna = za četverotaktni stroj

ili u drugom obliku:

τnna

2= (2.10)

gdje je τ taktnost stroja: τ = 2 za dvotaktni stroj τ = 4 za četverotaktni stroj Srednja brzina klipa Klip tokom jednog okretaja koljenastog vratila prevali put od dva stapaja. Srednja brzina klipa na tom putu je:

nsTscs 22 == (2.11)

Indikatorski dijagram Tlakovi p1 i p2 određeni su stanjem okoline, stanjem u cijevima ispred ili iza stroja ili u spremnicima. Tokom kompresije i ekspanzije tlak u cilindru se mijenja. Tlak tokom usisa u cilindar, tlak p1' je niži od vanjskog tlaka p1, a tlak p2' tokom istiskivanja je viši od tlaka p2 zbog gubitaka strujanja. Mjerenje tlaka u cilindru naziva se indiciranje. Snimanjem tlaka u funkciji trenutnog volumena u cilindru, dobiva se indikatorski dijagram. Zatvorena krivulja tog dijagrama predstavlja proces koji se odvija u cilindru. Srednji tlak indikatorskog dijagrama naziva se srednji indicirani tlak. Ako je AD površina i lD dužina zatvorenog indikatorskog dijagrama, a k [m/bar] krutost opruge, tako da je mp = 1/k [bar/m] mjerilo tlaka, dobivamo srednji indicirani tlak:

klA

lAm

pD

D

D

Dpsr,i == (2.12)

Mjerilo volumena je mv = Vs/lD [m3/m]. Položaj koordinatnih osi p-V dijagrama određen je s:


p

ooo

v

so

mp

kph

mVl

==

=

Slika 2.3 Indikatorski dijagram

Slika 2.4 Sile tlaka plinova koje djeluju na stap stroja

Vs Vs,DS

Klipni strojevi 15

Sila tlaka Kod jednoradnog klipa (slike 2.4a i 2.4b) tlak radnog medija djeluje na klip samo s jedne strane i ona je:

( ) kap AppF −=

gdje je pa atmosferski tlak. Kod dvoradnog stroja tlak radnog medija, različit po veličini, djeluje s obje strane stapa, i to na strani koljenastog vratila DS i na strani cilindarske glave GS. Površine na koje djeluje tlak su (uzima se samo projekcija površine u smjeru gibanja stapa):

4

4

2

2

π

π

stst

stGSDS

GS

dA

AAA

DA

=

−=

=

Sile koje djeluju na klip, odnosno stap, su:

DSDSDS

GSGSGS

ApFApF

==

Na stapajicu djeluje još sila vanjskog tlaka:

stast ApF = Ako uzmemo da je pozitivni smjer sile prema koljenastom vratilu, ukupna sila tlaka na klip ili stap je:

( ) ( ) staDSGSDSGSp AppAppF −−−= (2.13)

Maksimalna vrijednost sile tlaka je sila na koju dimenzioniramo koljenasti mehanizam. Kod dvostepenog kompresora (slika 2.4c), jako povećani promjer stapajice određuje drugi stapajni volumen:

sAAV stGSs,DS )( −=

drugog stupnja kompresije, koji je zbog višeg tlaka (a time i gustoće radnog medija) manji od volumena prvog stupnja:

sAV GSs,GS = Indicirani rad Indicirani rad procesa predstavlja mjerljivi rad koji izvrši radni medij u cilindru tokom periode jednog procesa. To je rad koji radni medij preda klipu stroja ili koji klip stroja preda radnom mediju. Ako pretpostavimo da je srednja vrijednost sile tlaka na klip:

ksr,ii ApF =


i srednja vrijednost rada:

sFW ii = dobivamo:

Hsr,iksr,ii VpsApzW == (2.14)

Efektivni rad Efektivni rad je rad koji stroj izmjenjuje na spojci koljenastog vratila. Ako se radi o pogonskom stroju, onda je to rad koji se predaje potrošačima. Ako se radi o radnom stroju (npr. kompresoru), onda je to rad koji se dobiva od pogonskog motora. Rad koji je radni medij predao klipu pogonskog stroja, dijelom se troši na savladavanje trenja u koljenastom mehanizmu i za pogon pomoćne opreme stroja. Ako taj rad označimo sa WR, onda je efektivni rad:

Rie WWW −= za pogonski stroj

Rie WWW −−= za radni stroj Ako sa psr,e i psr,R označavamo srednje efektivni tlak i srednji tlak trenja, dobivamo:

Hsr,RR

Hsr,ee

VpWVpW

==

Snaga Uz postavku da je snaga izvršeni rad u jedinici vremena, tj. P = W/T, dobivamo indiciranu snagu, efektivnu snagu i snagu gubitaka trenja:

Hasr,RR

Hasr,ee

Hasr,ii

VnpPVnpPVnpP

===

(2.15)

gdje je na broj radnih procesa u jedinici vremena. Uz praktične jedinice: P [kW], psr [bar], na [min-1] i V [l (litar)], snaga je:

600Hasr VnpP = [kW]

Efektivna snaga stroja mjeri se na ispitnom stolu mjerenjem momenta i brzine vrtnje:

τππ

πω

Hsr,eHasr,ed

Hasr,edde

VpnVnp

M

VnpMnMP

==

===

2

2 (2.16)

Ako silu kočenja FB mjerimo na kraku lB = 0 95433m, uz:

Klipni strojevi 17

BBd lFM =

dobivamo brojčanu jednadžbu:

[ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ]

[ ]m3

Nm1/min1010001Nm

601/min2 4

π

ππ

=

== −

B

BBBBe

l

FlnFlnP

[ ] [ ]min/1N10 4 nFP Be−= [kW]

Mase i volumeni Za cijeli stroj, teorijska, usisana i istisnuta masa mth > mu > mi se razlikuju. Teorijska masa mth = ρVH ispunila bi stapajni volumen, kada bi na raspolaganju imali dovoljno vremena da se tlak ispred i u cilindru izjednače. Zbog ograničenog vremena koje stoji na raspolaganju za usis, to nije moguće zbog gubitaka strujanja, tako da je usisana masa mu manja. Dok je tlak u cilindru viši nego tlak ispod klipa, dolazi do prestrujavanja zbog propuštanja na klipnim prstenima, tako da se jedan dio mase gubi propuštanjem. Slično i kod istovremene otvorenosti otvora za usis i za ispuh može doći do istjecanja jednog dijela radnog medija koji je već ušao u cilindar, tj. mu - mi. Kod motora s unutarnjim izgaranjem, usisanom zraku se dodaje još i masa goriva mg. Usisani volumen Vu i istisnuti volumen Vi radnog medija, sveden na stanje u cilindru je:

u

uu

mV

ρ=

u

ii

mV

ρ= (2.17)

Značajke bilanse mase u stroju su:

th

ip m

m=λ stupanj punjenja

th

Dd m

m=λ stupanj dobave

D

uz m

m=λ stupanj zahvaćanja (2.18)

u

ig m

m=λ stupanj propuštanja

gzDp λλλλ =

Korisnosti (Stupnjevi djelovanja) Korisnost je omjer dobivene energije prema uloženoj energiji i predstavlja ocjenu valjanosti termodinamičkog procesa klipnog stroja. Ona je uvijek manja od 1. Ovaj omjer je uvijek vezan za cijeli stroj ili pojedine dijelove, pa se i prema tome dijeli. Ako uzmemo da je Pid snaga idealnog stroja, dobivamo:


Pid > Pi > Pe za pogonske strojeve Pid < Pi < Pe za radne strojeve Mehanička korisnost ocjenjuje udio gubitaka Pmg u mehanizmu stroja, kao što su trenje i pogoni pomoćne opreme i uspoređuje indiciranu i efektivnu snagu stroja. Tu se također pravi razlika, ovisno o vrsti stroja:

mge

e

i

mgi

i

em PP

PP

PPPP

+=

−==η za pogonske strojeve

( 2.19 )

mge

e

i

mgi

i

em PP

PP

PPPP

+=

−==η za radne strojeve

Mehanička korisnost iznosi 0.80 do 0.92 za nazivno opterećenje stroja i viša je kod većih strojeva. Stupanj savršenstva uspoređuje stvarnu pretvorbu energije u toplinskom stroju sa pretvorbom energije u idealnom stroju (stroju koji bi koristio idealni termodinamički proces):

th

is P

P=η za pogonske strojeve

( 2.20 )

i

ths P

P=η za radne strojeve

Termička korisnost uspoređuje pretvorbu energije u idealnom stroju prema energiji dovedenoj stroju:

dg

thth Hm

P⋅

=&

η za pogonske strojeve

( 2.21 )

thth P

Q1&

=η za radne strojeve

Efektivna korisnost uspoređuje efektivno pretvorenu energiju prema dovedenoj energiji:

dg

ee Hm

P⋅

=&

η za pogonske strojeve

( 2.22 )

ee P

Q1&

=η za radne strojeve

Klipni strojevi 19

2.4 KONSTRUKCIJSKE IZVEDBE KLIPNIH STROJEVA Klipni strojevi sastoje se iz kućišta i pogonskog mehanizma sa koljenastim vratilom, njegovim ležajevima i opremom za regulaciju, hlađenje, podmazivanje itd. Konstrukcijska izvedba proizlazi iz radnog procesa radnog medija. izvedbe i veličine pogonskog mehanizma, ovise o opterećenjima i načinu izrade. Iz svega možemo izdvojiti slijedeće osnove konstrukcije klipnih strojeva.

2.4.1 Izvedbe stroja Kućište stroja nosi sve dijelove stroja, preuzima sile tlaka radnog medija i inercijalne sile mehanizma. Radi lakše izrade i montaže kućište je podijeljeno, a dijelovi su međusobno pričvršćeni elastičnim vijcima. Kako je za postizanje nepropusnosti na mjestima na kojima je kućište podijeljeno potrebna vrlo kvalitetna i skupa obrada, nastoji se broj podjela svesti na najmanju moguću mjeru. Jedno standardno kućište se tako na primjer sastoji (slika 2.5c) iz cilindarske glave 1, kućišta cilindara 2, postolja 3 i temeljne ploče 4 Jednocilindrični strojevi imaju i jednodijelno kućište (slika 2.5b) sa cilindarskom glavom 5, ležajnim štitovima 6 i bočnim poklopcima 7 za potrebe montažnih radova. Komplicirani odljevci su ekonomični samo kod strojeva sa jednim cilindrom. Kod manjih strojeva sa više cilindara koristi se vodoravna podjela, tako da jednu cjelinu čini cilindarska glava, drugu cjelinu cilindarski blok, treću kućište i posebnu postolje stroja (slika 2.5c). Kod velikih strojeva se podjela vrši standardno po svakom cilindru (slika 2.5d).

Slika 2.5 Glavne grupe klipnih strojeva a) pogonski klipni mehanizam, b) kućište jednocilindarskog stroja, c) stroj s više cilindara sa zajedničkom cilindarskom glavom, d) stroj s više cilindara u modularnoj izvedbi (1 – cilindarska glava, 2 – gornji dio

kućišta s provrtima cilindara, 3- donji dio kućišta, 4 – uljna kada ili temeljna ploča stroja)


Slika 2.6 Izvedbe rasporeda cilindara kod strojeva s više cilindara

Izvedba kućišta određena je rasporedom cilindara i izvedbom koljenastog mehanizma. Na slici 2.6 prikazane su različite izvedbe obzirom na raspored cilindara. Linijska izvedba (slika 2.6a) Cilindri su poredani svi u jednoj ravnini (do 18 cilindara) na jednoj strani koljenastog vratila. Cilindri mogu biti stojeći, viseći ili ležeći. Razmak među osima cilindara iznosi a=(1.2...2)D, gdje je D promjer cilindra. Linijska izvedba se najčešće koristi kod klipnih strojeva. Bokser izvedba (slika 2.6b) Cilindri leže u jednoj ravnini, u kojoj je položeno i koljenasto vratilo. Svaki cilindar ima svoj koljenasti mehanizam i svoje koljeno. Stroj je kratak i nizak. Broj ležaja na koljenastom vratilu je mali. V izvedba (slika 2.6c) Po pola cilindara leži u jednoj od dvije ravnine, koje su međusobno položene pod kutom od γ = 45°....120°. Na jedno koljeno vežu se nasuprotni cilindri iz dviju ravnina, tako da je broj koljena jednak polovici ukupnog broja cilindara. Strojevi su kratki i kompaktni. Ukupni broj cilindara ide do 20 (najčešće su izvedbe s 8, 12, 16 i 18 cilindara). V kut je postavljen tako da je simetrala kuta okomita. L izvedba (slika 2.6d) Kod ove izvedbe, koja sliči V izvedbi, jedan red cilindara je položen u horizontalnoj ravnini, a drugi u vertikalnoj ravnini. Kut među cilindrima je 90°. Upotrebom prostora između redova cilindara za ugradnju opreme, dobiva se vrlo kompaktna izvedba stroja.

Klipni strojevi 21

W izvedba (slika 2.6e) Cilindri su kod ove izvedbe podijeljeni u tri ravnine, od kojih je jedna okomita, a druge dvije su od nje nagnute simetrično, svaka na jednu stranu. Broj koljena na koljenastom vratilu odgovara broju cilindara u jednoj ravnini. Stroj je vrlo kratak i kompaktan. Koljenasti mehanizam se obično izvodi tako da su klipovi cilindara iz vertikalne ravnine vezani na glavnu ojnicu, na koju se vežu, svaka sa svoje strane, bočne ojnice koje se vežu na klipove iz nasuprotnih cilindara. Zvijezdasta izvedba (slika 2.6f) Cilindri su kod ove izvedbe raspoređeni po opsegu kruga. Jedan klip je vezan na glavnu ojnicu, dok su drugi klipovi povezani sa privješenim ojnicama. Koljenasto vratilo ima samo jedno koljeno. Ponekad se koristi konstrukcija sa dvije ili tri zvijezde, koje su poredane jedna za drugom. U takvom slučaju broj koljena na koljenastom vratilu jednak je broju zvijezda. Sve izvedbe strojeva, osim zvjezdaste mogu se izvesti kao dvoradni strojevi. Izvedba stroja, odnosno raspored cilindara, definira osnovnu konstrukciju stroja. Radi lakšeg kasnijeg praćenja, normama ISO 1205-1972 i ISO 2276-1972, te DIN 6265 definiran je način označavanja cilindara . Kod motora za osobna vozila može se koristiti i norma DIN 73021 za označavanje cilindara.

2.4.2 Elementi koljenastog mehanizma Koljenasto vratilo Koljenasto vratilo (slika 2.7) sastoji se iz koljena s rukavcima vratila 1, kojima se koljenasto vratilo oslanja u glavnim ležajevima, rukavcima koljena 2, na koje se hvataju velike pesnice ojnica i ramena 3, na koja se postavljaju protuutezi 4. Prirubnica 5 služi za prijenos momenta, dok se na slobodni kraj 6 pričvršćuju elementi za pogon pomoćne opreme stroja. Udaljenost osi dva susjedna koljena jednaka je razmaku cilindara i iznosi a = (1.2...1.6) D, gdje je D promjer cilindra. Kod linijskih izvedbi dizelskog motora (slika 2.7a), kod kojih na koljeno djeluju velike sile, između svaka dva susjedna koljena postavljaju se glavni ležajevi koljenastog vratila, tako da kod motora s z cilindara u liniji, odnosno kod koljenastog vratila s z koljena, imamo z+1 glavni ležaj. Kod parnog broja cilindara i kod malih sila na koljeno (slika 2.7c) spajaju se kosa ramena dva susjedna koljena, pri čemu dobivamo ukupno (1+z )/2 glavnih ležaja. Kod zvjezdastih motora (slika 2.7f) na koljeno se veže do 5 ojnica, a kod strojeva s V izvedbom cilindara (slika 2.7e) po 2 ojnice na jedno koljeno. Kod motor-kompresora susreću se na istom koljenu koljena dva različita radiusa (slika 2.7g), gdje se na jedno koljeno vežu jedna do druge dvije ojnice, svaka sa drugačijim stapajem (hodom klipa). Kod malih brzohodnih strojeva se koristi i čeono koljeno (slika 2.7h), kao i kod velikih strojeva u ležećoj izvedbi (tada su potrebna i pojačanja ramena i koljena). Koljenasto vratilo (slika 2.7a), obično iz konstrukcijskog čelika ili čelika za poboljšanje, kuje se u više prolaza. Manja koljenasta vratila kuju se u kalupima. Rukavci koljena i rukavci glavnih ležaja se kale i cementiraju. Kod lijevanih koljenastih vratila (slika 2.7c) iz temper lijeva ili iz čeličnog lijeva, mala se čvrstoća materijala nadoknađuje povoljnim oblikovanjem odljevka. Izrada lijevanih koljenastih vratila je jednostavnija od kovanja. Koljenasta vratila koja su prevelika bilo za kovanje ili za lijevanje izrađuju se sastavljanjem (slika 2.7d), tako da se koljena izrađuju zasebno i nakon toga se spajaju osnacima glavnih ležaja. Kao ležajevi se koriste klizni ležajevi zbog mogućnosti podjele takvih ležaja u dva dijela, tako da koljenasto vratilo može biti jednodijelno. Valjkasti i kuglični ležajevi nisu pogodni za primjenu kod klipnih strojeva zbog povišenog habanja i nemogućnosti montaže kod jednodijelnih


koljenastih vratila. Pojedine konstrukcije (slika 1.9b) imaju ramena koljena izvedena kao diskove, tako da se na njihov obod postavljaju valjkasti ležajevi, ili se oni montiraju kod sastavljenih koljenastih vratila u fazi izrade samog vratila (slika 2.7d).

Slika 2.7 Izvedbe koljenastih vratila

Slika 2.8 Izvedba koljena i opterećenja Rukavci 1 i 3 su kod koljenastog vratila opterećeni na torziju (slika 2.8), dok su ramena 2 još dodatno opterećena na vlak, odnosno tlak. Pri tom su najveća naprezanja na savijanje na rukavcu koljena. Kao opterećenje ovdje djeluje sila F = FR + Fr , pri čemu su ove sile određene jednadžbama (2.13). Na koljenu djeluje i tangencijalna sila, pa je moment od njenog opterećenja prikazan na slici 1.10b. Da bi se izbjegle koncentracije naprezanja na prijelazima između vratila i ramena, prelazi se izrađuju sa zaobljenjem uz radius r (r/d > 0.05). Dimenzije ramena koljena su obično b/d = 1.2 ... 1.8 i h/d = 0.3 ... 0.5 gdje je d promjer vratila, b širina ramena i h debljina ramena. Provrti za provođenje ulja moraju se položiti dalje od zaobljenja na prijelazima. Daljnja poboljšanja u konstrukciji koljenastog vratila su u primjeni zaobljenja svih oštrih rubova na izlazima provrta, prilagođenom toku kristalne strukture (izvlačenje, kovanje) itd. Naprezanje na savijanje se računa pri opterećenju silom F=FR+Fr , na udaljenosti e≤l (slika 2.8) od oslonca, kao:

2eFM b = ( 2.23 )

Klipni strojevi 23

WM b

bασ = ( 2.24 )

gdje je Mb moment savijanja, α koeficijent koncentracije naprezanja i W moment otpora presjeka. Ojnica Ojnica (slika 2.9) spaja klip s koljenom. Ojnica se sastoji iz male pesnice 1, kojom se hvata na osovinicu klipa ili križnu glavu, velike pesnice 2, kojom se hvata na rukavac koljena, sa ležajnim šalicama 3 i 4 i struka ojnice 5. Ojnica prenosi sile sa klipa na koljeno. Ojnica se izrađuje iz konstrukcijskih čelika, čeličnog lijeva ili iz lakih metala. Lijevane ojnice se zbog niske čvrstoće vrlo rijetko koriste. Mala pesnica ojnice izvodi translacijsko gibanje, a velika pesnica rotacijsko po kružnici koju opisuje koljeno. U kućištu stroja treba ostaviti dovoljno mjesta za gibanje ojnice.

Slika 2.9 Izvedbe ojnica Izvedbe ojnica su različite. Jednodijelne ojnice (slika 2.9a) koriste se kod koljenastog vratila s čeonim koljenom. Podijeljene velike pesnice slika (2.9b) omogućuju primjenu jednodijelnih koljenastih vratila. Koso dijeljenje (slika 2.9c) koristi se kod visokih tlakova u cilindru i da bi se klip sa dijelom ojnice


mogao izvući kroz cilindar radi demontaže. Rascijepljena velika pesnica (slika 2.9d) koristi se rjeđe kod V rasporeda cilindara, kada se na isto koljeno hvataju dvije ojnice. Da bi se povećala stabilnost struka ojnice na izvijanje pod djelovanjem velikih tlačnih sila, presjek struka se izvodi u obliku slova H (slike 2.9b i 2.9c), pri čemu je potrebno pažljivo izvesti sve prijelaze između struka i pesnica. U ostalim slučajevima struk ojnice se izvodi sa eliptičnim (slika 2.9a), kružnim ili pravokutnim presjekom, pri čemu je i masa ojnice značajno veća. Ležajevi ojnice su najčešće klizni, s ležajnim šalicama debljine 2 do 3 mm, s ležajnim slojem debljine 0.25 do 0.5 mm. Ležajni sloj se izvodi iz ležajne bronze za malu pesnicu i iz bijelog metala ili olovne bronze za veliku pesnicu. Za malu pesnicu kod malih strojeva se često stavlja i igličasti ležaj, dok primjena valjkastih ili kugličnih ležajeva za veliku pesnicu iziskuje jednodijelnu ojnicu sa znatno povećanom velikom pesnicom, čak i kada se valjčići odvaljuju direktno po poboljšanoj (kaljenoj, cementiranoj) površini vratila. Ležajevi se podmazuju uljem koje se dovodi bilo kroz provrte u ojnici ili prskanjem. Pesnice ojnice su opterećene na savijanje kao nosači između dva oslonca (slika 2.9e). Kod klipnih mehanizama, gdje je opterećena samo jedna strana klipa, najveće opterećenje javlja se u položaju GMT ili vrlo blizu tog položaja, kada je sila u ojnici:

( ) pTBL FrmF −+= λω 12

2, ωrmFF ojrBLKL −−=

Kada je FBL < 0 ona je usmjerena od pesnice prema struku i opterećuje struk na tlak. Kod dvoradnih strojeva, tlak radnog medija djeluje na obje strane klipa, pa je drugi maksimum sila tlaka radnog medija u blizini DMT. U tom položaju sile tlaka i inercijske sile u jednadžbama za FBL i FKL imaju isti predznak, pa se zbrajaju i opterećuju ojnicu na vlak, tako da se pesnice ojnice i njihovi poklopci moraju obilnije dimenzionirati. Krakovi na kojima djeluju te sile na pesnicama su a1 = d0/2 i a2 = du/2. Elastični vijci poklopaca se pritežu sa prednaponom od ∼ 2F, pri čemu su dovedeni do ∼70% granice puzanja. Promjer struka tih vijaka je oko 0.8 promjera navoja. Klipovi Klipovi se izrađuju iz sivog lijeva, čeličnog lijeva, čelika ili lakih legura. Na čelo klipa djeluju sile tlaka radnog medija. Plašt klipa služi za vođenje klipa u cilindru i nosi elemente za brtvljenje radnog medija i ulja za podmazivanje. Kod plinovitih radnih medija klip se jako zagrijava, tako da je mehanički i termički jako napregnut. Toplina se odvodi putem klipnih prstenova na stijenku cilindra ili se odvodi rashladnim medijem kojim hladimo klip (ulje). Kod jačeg zagrijavanja klipa, potrebno je plašt klipa odgovarajuće profilirati, kako bi plašt kod radnih temperatura imao cilindričan oblik i kako bi se spriječilo da klip zbog širenja pri višim temperaturama struže po cilindru. Udarac klipa u poklopac cilindra ili otvorene ventile spriječava se puštanjem potrebnog zazora. Izvedbe klipa su različite. Razlikujemo klip, na kojega se pričvršćuje direktno ojnica, koja se njiše oko osovinice, tako da u dodir s radnim medijem može doći samo gornja površina klipa i stap, koji je pričvršćen na stapajicu koja se giba translatorno, pa se sada u dodir s radnim medijem može dovesti gornja i donja površina stapa (dvoradni strojevi). Kod dvoradnog stroja potrebno je da stapajica prolazi kroz donju glavu cilindra i da se u prolazu stapajice postavi brtva. I klipove i stapove nazivati ćemo klip, osim u slučaju kada se želi naglasiti da se radi o stapu i stapnom mehanizmu. Na slici 2.10a prikazan je klip. Čelo klipa 1 je u dodiru s radnim medijem. Kod motora ono često ima različite profile, s upustima za ventile, s kanalima za rashladno ulje itd. Plašt klipa 2 je profilno brušen ili ima odgovarajuće umetke od invar čelika za kompenzaciju termičkih dilatacija. U njemu je smještena osovinica 3 s osiguračima 4, čije je ležište 6 ojačano radi prijenosa sila. Po obodu plašta smješteni su klipni

Klipni strojevi 25

prsteni (kompresijski 7 i uljni 8), s kanalima 9 za odvođenje viška sastruganog ulja. Za izradu ovakvih klipova koristi se laka aluminijska legura, legirana sa silicijem, manganom i niklom, gustoće ∼2850 kg/m3, s dobrom toplinskom vodljivosti i visokom čvrstoćom na izmjenično opterećenje. Visoki koeficijent toplinskog istezanja iziskuje posebna konstrukcijska rješenja.

Slika 2.10 Izvedbe klipova Na slici 2.10b prikazan je stap. U provrt 1 pričvršćena je stapajica 2. Ovaj je stap predviđen za dvoradni stroj i nosi dva paketa klipnih prstena. Složeni stapovi sastavljeni su iz više dijelova. Na mjestima spajanja postavljaju se jednodijelni elementi za brtvljenje, obično iz elastomera. Kod stapova za hidrauličke strojeve (slika 2.10c) ulogu brtvljenja imaju manžete 1 koje su potisnute posebnim prstenima 2, a za brtvljenje prema stapajici koriste se gumeni prsteni 3. Stepenasti klipovi (slika 2.10d) koriste se kod višestepenih kompresora. Površine klipa su izvedeno prstenasto. Prikazana izvedba na slici predviđena je za jedan dvostepeni kompresor s prvim 1 i drugim stupnjem 2. Kod pumpi se koriste i drukčije izvedbe klipa. Jedna od njih je i tzv. uronjeni klip (slika 2.10e). Ovaj se klip vodi po svom glatkom plaštu 1 u vodilici sa brtvom 2, u cilindru 3. Pomoću potisnog prstena 4 regulira se izvana pritisak brtve 5 na kliznu površinu. Zbog duge glatke vodeće površine ovakvi klipovi su teški i koriste se samo kod radnih medija koji imaju svojstva podmazivanja i kod sporohodnih strojeva, kao što su hidrauličke pumpe. Čelo klipa, koje je u dodiru sa radnim medijem, izloženo je djelovanju tlaka i opterećeno je na savijanje, kao ploča s jednoliko raspoređenim opterećenjem. Kod klipova ploča čela je oslonjeno po boku, kod stapova i stepenastih klipova ploča je oslonjena u sredini. Kako klip ne predstavlja vitko elastično tijelo, klasični proračuni čvrstoće vitkih tijela ne mogu se primjeniti. Proračuni čvrstoće vrše se primjenom metode konačnih elemenata uz eksperimentalne provjere.


Klipni prsteni imaju najčešće pravokutni presjek i rascijepljeni su na jednom mjestu, kako bi se mogli prilagoditi provrtu cilindra i pritiskati na stjenku. Sam rascjep može biti različito izveden, bilo ravan ili kos, s preklopom itd. Njegova izvedba direktno utječe na propuštanje na prstenima. Izrađuju se iz čelične žice ili iz specijalnog lijeva. Tvrdoća klizne površine prstena je manja od tvrdoće stijenke cilindra, kako bi se lakše trošili, pošto je njihova izmjena jeftinija i lakše izvediva. 2.4.3 Nepokretni dijelovi stroja Kućište i temeljna ploča Kućište stroja nosi cilindre, mehanizam s ležajima za koljenasto vratilo, opremu za upravljanje, podmazivanje itd. Kućište se preko vibroizolatora pričvršćuje na temelj stroja ili na noseću konstrukciju kod broda, vozila itd. Izvedbu kućišta diktira radni proces, izvedba stroja, način uležištenja koljenastog vratila i način izrade. Sile tlaka prenose se sa cilindarske glave do ležaja koljenastog vratila, dok inercijalne sile djeluju u ležajima koljenastog vratila i bočno na stijenku cilindra, te se prenose preko kućišta na temelj stroja. Moment ovih sila opterećuje kućište na vlak, tlak i savijanje. Presjeci u ravnini okomitoj na koljenasto vratilo opterećeni su najviše. Ovi se presjeci poradi toga ojačavaju rebrima, kako bi se kućištu dala potrebna krutost. Ona je potrebna prije svega radi ležaja koljenastog vratila. Za gibanje ojnice (slika 2.11) i protuutega, u kućištu moramo ostaviti dovoljno slobodnog prostora. Pokretni dijelovi ni u kom slučaju ne smiju udarati u površinu ulja. Osnovne izvedbe kućišta pokazuje slika 2.12.

Slika 2.11 Potrebno mjesto za gibanje koljenastoga mehanizma Tunelska izvedba (slika 2.12a) Koljenasto vratilo se ovdje uvlači aksijalno. Njegovi ležaji smješteni su u ležajnim štitovima 1. Za uvlačenje koljenastog vratila ostavlja se veliki provrt 2 ojačan rebrima 3. Cilindar se pričvršćuje na prirubnice 4. U bočnim stijenkama kućišta ostavljeni su veliki otvori 5, kako bi se moglo prići sa alatom za montažu i demontažu ojnice, koja se uvlači zajedno s klipom kroz cilindar. Za pričvršćenje na podlogu služe stope 6, kojima se stroj pričvršćuje na temelj. Koljenasto vratilo oslonjeno je samo u krajnjim ležajima na

Klipni strojevi 27

ležajnim štitovima, pa je zbog toga broj koljena ograničen. Koljenasto vratilo najčešće ima 1 koljeno, rijeđe 2 ili 3. Izvedba je vrlo jednostavna, pa se ovakvo kućište koristi kod malih strojeva s malim brojem cilindara. Ako je koljenasto vratilo izvedeno s valjnim ležajima i s više koljena, koristi se isto tako tunelska izvedba kućišta, sa stupnjevanim promjerima ležaja.

Slika 2.12 Izvedbe kućišta klipnih strojeva

Otvoreno kućište (slika 2.12b) Otvoreno kućište u području cilindara nosi cilindarske košuljice 1, do promjera od 200 mm. Viseći ležaj 2 ima ljevana rebra radi prijenosa sila i veće krutosti. Ležaj je zatvoren poklopcem 3, kojega možemo skidati na dolje. Koljenasto vratilo se demontira kod podignutog kućišta na dolje. Kućište se svojim stopama 4 pričvršćuje na noseći okvir stroja. U kućištu su ostavljeni prostori 5 za smještaj opreme za upravljanje. Krutost kućišta povećavaju uzdužna i poprečna rebra 6. Ulje za podmazivanje skuplja se u uljnoj kadi 7, koja mora dobro brtviti prema kućištu. Uljna kada nije nosivi element konstrukcije, pa je ne smijemo opteretiti. Kućište s temeljnom pločom (slika 2.12c) Ovakva izvedba kućišta potrebna je kod koljenastih mehanizama s križnom glavom. Temeljna ploča 1 je svojim stopama 2 pričvršćena na temelj. U temeljnoj ploči su stojeći ležaji 3 postavljeni na lijevanim poprečnim stijenama 4. Ulje se skuplja u donjem dijelu 5 temeljne ploče. Kućište 6 odvojeno je od temeljne ploče, a mjesto spoja 7 izvodi se nepropusno za ulje. U gornjem dijelu postolja su otvori 8 i prirubnice 9 i 10 za pričvršćivanje cilindra i brtvenice stapajice. Na postolju su staze križne glave 11. Postolje i temeljna ploča ojačani su rebrima 12. Ovakve se konstrukcije strojeva koriste kod promjera cilindara većih od 300 mm.


Kućište stroja se najčešće izrađuje ljevanjem, zavarivanjem ili kombinacijom zavarene konstrukcije u kojoj su pojedini dijelovi ljevani. Cilindar i cilindarska glava Zajedno s klipom, cilindar i cilindarska glava zatvaraju radni prostor stroja. Ovaj je prostor kod motora i kompresora hlađen, a kod pumpi i parnog stroja izoliran. U cilindru ili cilindarskoj glavi su kanali za dovod i odvod radnog medija, smještaj ventila, podmazivanje dijelova. Na njih se ugrađuje ostala oprema, kao što su svjećice, ventili za ubrizgavanje goriva, ventili za upućivanje, sigurnosni ventili itd. Cilindar i cilindarska glava opterećeni su mehanički silama tlaka i bočnom silom klipa. Kod približnih proračuna, cilindarska glava se može zamijeniti upetom pločom s jednoliko raspodjeljenim opterećenjem, a košuljica cilindra sa cijevi u kojoj djeluje pretlak. Kod toplinskih strojeva, zbog razlike temperature na unutarnjoj i vanjskoj stijenci, dolazi i do termičkih naprezanja, koje je teško odrediti, a koja su veoma značajna za ukupno opterećenje dijelova. Kao materijal za izradu koristi se visokokvalitetni sivi lijev, a kod malih strojeva lake legure. Za parne strojeve s temperaturama iznad 400 °C koristi se čelični lijev, a za kompresore sa tlakom većim od 50 bara, čelik. Konstrukcijska izvedba ovisi najviše o načinu hlađenja i upravljanja ventilima. Strojevi mogu biti izvedeni sa zračnim i vodenim hlađenjem. Kod zračnog hlađenja, vanjsku površinu cilindra i cilindarske glave treba povećati pomoću rebara. Tako postižemo dovoljne prijelaze topline, kako se stjenka cilindra ne bi pregrijala, čime bi došlo do problema sa podmazivanjem. Kod vodenog hlađenja oko cilindra i u cilindarskoj glavi postavljaju se vodeni prostori kroz koje cirkulira rashladna voda. Upravljanje ventilima i kanali za dovod i odvod radnog medija najčešće su smješteni u cilindarskoj glavi. Izvedbe cilindarske glave kod dvoradnih strojeva su vrlo komplicirane, zbog skučenog prostora za smještaj sve opreme, tako da se danas dvoradni strojevi koriste vrlo rijetko. Kod malih kompresora cilindar i cilindarska glava lijevaju se u jednom komadu. Kod malih motora su cilindri već izvedeni u kućištu motora, a cilindarska glava se izvodi u jednom komadu za više cilindara. Kod velikih motora na postolje se postavlja ispirno kućište s cilindarskom košuljicom, a preko nje se pričvršćuje cilindarska glava, pojedinačna za svaki cilindar. Cilindarska košuljica može biti s punom površinom ili s rasporima (kod dvotaktnog motora). Raspori se izvode sa zaobljenim presjecima, kako bi se izbjeglo udaranje klipnog prstena u rub raspora. Klizna površina cilindarske košuljice mora biti kvalitetno obrađena, a materijali za izradu cilindarske košuljice, klipa i klipnih prstenova moraju biti pažljivo odabrani i međusobno usklađeni. Najpogodniji materijali su lamelarni sivi lijev, čelik i lake legure. Adekvatni materijal za klipne prstene, koji su manji i koji se moraju lakše habati, je perlitni sivi lijev. Cilindarska košuljica se kod većih motora izvodi kao izmjenjiva. Do habanja cilindarske košuljice dolazi zbog korozije, abrazije česticama koje nosi sa sobom zaprljani radni medij i zbog loših uvjeta podmazivanja pri višim temperaturama. Kad je habanje prešlo dozvoljenu mjeru, košuljica se izmjenjuje. Klizna površina košuljice može se poboljšati tako da se dobije tvrdi klizni sloj na elastičnoj podlozi. To se izvodi bilo laserskim kaljenjem po zonama ili tzv. "poroznim" kromiranjem. Cilindarske košuljice zrakom hlađenih strojeva imaju rebra za hlađenje sa vanjske strane. Cilindarske košuljice vodom hlađenih strojeva mogu biti "suhe" i "mokre". Suhe cilindarske košuljice su s vanjske strane u metalnom kontaktu s hlađenim kućištem stroja, tako da voda iz rashladnog prostora ne dolazi u dodir s košuljicom. Te se košuljice ugrađuju prešanjem ili primjenom spoja sa navojem. Mokre cilindarske košuljice su vanjskom stranom u direktnom dodiru s rashladnom vodom. Po vrhu košuljice je prirubnica kojom se košuljica priteže između cilindarske glave i kućišta stroja. Ostali dio košuljice može slobodno dilatirati. Za brtvljenje

Klipni strojevi 29

rashladnih prostora koriste se gumene brtve iz silikonske gume ili bakreni prsteni. Na stjenci mokre košuljice koja je u dodiru s rashladnom vodom dolazi zbog vibracija stjenke do kavitacije i erozije materijala.

2.5 HLAĐENJE I PODMAZIVANJE 2.5.1 Hlađenje Hlađenjem snizujemo temperaturu stijenki radnog prostora stroja. Ako s A označimo površinu, s k koeficijent konvektivnog prijelaza topline i s ∆t sniženje temperature, predani toplinski tok će biti:

hh PtAkQ =∆=& ( 2.25 ) S Ph označili smo snagu odvedenu hlađenjem. Da bi ovaj toplinski tok mogli odvoditi iz stroja, potreban je rashladni medij gustoće ρ, sa volumenskim protokom &Vh i specifičnom toplinom cp:

hphh tcVQ ∆= && ρ ( 2.26 ) Rashladni medij se pritom zagrije za ∆th. Gubitke strujanja radnog medija pokrivamo pomoću pumpi kod tekućina ili ventilatorima kod zraka. Ako s ηp označimo korisnost pumpe ili ventilatora, a s ∆p pad tlaka pri strujanju, potrebna snaga pumpe ili ventilatora će biti:

hpp

h

p

hp tc

pQpVP∆

∆=

∆=

ρηη

&& ( 2.27 )

Hlađenjem kod motora, uz ∆t≈400 °C, smanjujemo termička naprezanja na dozvoljenu mjeru, usprkos tome što se odvodi oko 1/3 topline dovedene gorivom. Kod kompresora se uz ∆t≈150 °C ujedno smanjuje potrebna snaga za pogon, povećava kapacitet i sprečavaju eksplozije smjese zraka i ulja za podmazivanje. Pošto hlađenje cilindara nije dovoljno, koriste se dodatno još posebni hladnjaci radnog medija između pojedinih stupnjeva kompresije. Kao rashladni medij koristi se zrak i voda. Njihove gustođe se odnose ∼1:800, a koeficijenti prelaza topline ∼1:40, tako da i površina za prijelaz topline kod zraka mora biti odgovarajuće veća. Cilindarske glave se redovito hlade, kao i cilindarske košuljice. Klipovi strojeva se hlade samo kod većih dimenzija cilindra. Kod dizelmotora sa promjerom klipa od 400 mm i više, klipovi se hlade uljem (max. temperatura 120 °C). Hlađenje vodom Voda oko radnog prostora stroja prigušuje buku izazvanu promjenom tlaka radnog medija. Voda se protiv zaleđivanja štiti dodavanjem glikola, a protiv korozivnog djelovanja dodavanjem specijalnih ulja. Kod malih strojeva koristi se hlađenje vodom bez primjene pumpe. To je evaporacijsko hlađenje, gdje se pri atmosferskom tlaku stroju oduzima toplina za isparavanje vode (∼ 2250 kJ/kg) i termosifonsko hlađenje, gdje dolazi do spontane cirkulacije rashladne vode zbog razlike u gustoći zagrijane i ohlađene vode. Zagrijana voda struji na gore, a ohlađena voda na dolje. Hladnjak se postavlja pored stroja tako da ne remeti tu spontanu cirkulaciju vode. Kod većih snaga stroja s intenzivnijim odavanjem topline potrebno je primjeniti prinudnu cirkulaciju rashladne vode, za što se koriste pumpe. Rashladna voda se izvan stroja hladi u izmjenjivačima topline voda-zrak ili voda-voda. Temperatura rashladne vode kod motora iznosi ∼80 °C, a


kod kompresora ∼50 °C. Zagrijavanje vode pri prolazu kroz stroj je u granicama ∆t=5...10 °C. Orijentacijska vrijednost za protok rashladne vode kroz stroj je ∼175 l/kWh. Hlađenje zrakom Niski koeficijent prijelaza topline u uporedbi s vodom iziskuje povećanje površina za prijelaz topline, tako da se koriste rebra na cilindrima i cilindarskim glavama, kao i skretni limovi za usmjerivanje rashladnog zraka. Orijentacijska vrijednost za protok zraka je &Vh ≈30...80 m3/kWh uz zagrijavanje od ∆th≈60...80 °C kod motora i ∆th≈50 °C kod kompresora. Granična snaga stroja do koje se danas koristi hlađenje zrakom je oko 260kW, pošto ptrebna rashladna površina premašuje mogućnosti orebrenja. Osim kod vozila, gdje se koristi prirodna cirkulacija zraka, za strujanje rashladnog zraka koristi se jednostepeni aksijalni ventilator, koji preko remena pogon dobiva s koljenastog vratila. Pri brzinama zraka od 8...10 m/s i pri padu tlaka od ∆p=20...30 mbar, potrebna snaga za pogon ventilatora je 3...4% snage stroja. Izmjenjivači topline voda-zrak (radijatorski hladnjaci) Ovi hladnjaci služe da bi rashladnu vodu motora ohladili zrakom. Koriste se mnogo kod vozila. Uz uobičajene debljine paketa hladnjaka od 50...100 mm i brzine zraka od 8...10 m/s pad tlaka iznosi 5...10 mbar, a 1m2 hladnjaka prenosi 8...16 MJ/h toplinskog toka. Za poboljšanje strujanja zraka dodaju se aksijalni ventilatori. Obodna brzina na vrhu lopatice ne prelazi 120 m/s. Količina vode u rashladnom krugu iznosi ( )V Vh H= 4 6... , gdje je VH ukupni stapajni volumen stroja, tako da pri otprilike 10 optoka na sat volumenski protok iznosi & ( ... )V Vh H= 40 60 [m3/h], gdje je VH u [m3]. 2.5.2 Podmazivanje Podmazivanje mehanizma Podmazivanjem mehanizma smanjujemo trenje na tarnim plohama i odvodimo toplinu razvijenu trenjem. Ulje za podmazivanje dovodimo u leđaje koljenastog vratila, prigona ventila i ostale ležaje. Podmazivanjem clindra i stapajica stvaramo tanki nosivi sloj ulja na površinama. Taj sloj ima ulogu podmazivanja, čišćenja ploha i brtvljenja. Ulje se skuplja pri dnu stroja u uljnoj kadi, iz koje se ulje ponovno uzima, filtrira, hladi i pomoću pumpe tlači u tlačni vod za ponovnu raspodjelu ulja na ležajne površine. Ulje iz ležaja i sa stijenki slijeva se ponovno u uljnu kadu. Podmazivanje cilindra Kod klipnog mehanizma, špricanjem ulja sa dijelova u gibanju, ulje se nanosi i na otkrivene stijenke cilindra ispod klipa. Višak ulja sastruže se pomoću uljnih prstena na klipu, pri gibanju klipa od GMT prema DMT. Kod stapnih strojeva s križnom glavom, ulje se ne može nanositi prskanjem sa dijelova koljenastog mehanizma pa se dovdi pomoću posebnih pumpi za podmazivanje cilindara. Kod ovih sistema se za podmazivanje cilindra kod motora koristi specijalno ulje s aditivima protiv korozije. Kod kompresora moramo iza stroja odvajati ulje iz komprimiranog zraka, kako bi dobili kvalitetni suhi zrak. Izvedba podmazivanja Uz snagu mehaničkih gubitaka PRT, kapacitet pumpe ulja &Vu , gustoću ulja ρu i specifičnu toplinu cp, odvedena toplina uljem iznosi:

Klipni strojevi 31

RTupuuu PtcVQ αρ =∆= && ( 2.28 ) Sadržaj ulja u uljnoj kadi je:

u

euu z

PqV = ( 2.29 )

Udio odvedene topline je α≈0.2, zagrijavanje ulja je ∼30 °C. Prosječni sadržaj ulja je qu≈2.7l/kWh (Pe - efektivna snaga stroja, zu - broj optoka ulja), a zu ≤20 h-1. Kod većeg broja optoka ulja dolazi do pjenjenja ulja. Toplina predana ulju &Qu najčešće se odvodi preko orebrene stijenke uljne kade na zrak. Uobičajen sadržaj ulja kod malih strojeva je Vu=(2...4)VH. Kod većih strojeva ulje se posebno hladi u hladnjaku ulja, gdje se pri temperaturi ulja od 120 °C odvodi ∼300...400 kJ/kWh, odnosno 8...11% nazivne snage stroja. Potrošnja ulja kod motora, gdje dio ulja izgara, iznosi ∼0.7 g/kWh kod manjih motora i ∼0.4 g/kWh kod većih motora, koji imaju posebno podmazivanje cilindara. Pumpa ulja najčešće dobiva pogon od koljenastog vratila. To je obično zupčasta pumpa s 10 do 20 zubi. Kod velikih strojeva koristi se vijčana pumpa pogonjena elektromotorom. Brzina strujanja ulja u razvodnim kanalima iznosi 1...2 m/s. Tlak ulja iza pumpe je 5...10bar. Viskozitet ulja je u području 30...70 mm2/s. Točka upaljivanja kod ulja za kompresore mora biti iznad 200 °C. Kompresorska ulja osim toga moraju biti teško isparljiva, da se spriječe eksplozije smjese zraka i uljnih para.


2.6 KOLJENASTI MEHANIZAM Koljenasti mehanizam (slika 2.13) pretvara translacijsko oscilatorno gibanje klipa 1 s osovinicom B preko ojnice 2 u rotirajuće gibanje koljenastog vratila 3, ili obrnuto. Njegova zadaća je prijenos energije (tada ga nazivamo pogonski mehanizam), ili upravljanje, kada ima i posebne izvedbe. Koljenasti mehanizam se koristi u klipnim strojevima, prešama, hidrauličkim i pneumatskim strojevima.

Slika 2.13 Izvedbe koljenastoga mehanizma Izvedbe koljenastog mehanizma Stapni mehanizam (slika 2.13a) s križnom glavom koristi se kod strojeva sa snagama <1800 kW po cilindru i brzinama vrtnje <17 s-1 (1000 min-1). Dijelovi stapnog mehanizma su stap 1, stapajica 5, križna glava 4, ojnica 2 i koljenasto vratilo 3. Klipni mehanizam (slika 2.13c) koristi se do snaga <420 kW po cilindru i brzina vrtnje <167 s-1 (10000 min-1). Posebne izvedbe koljenastog mehanizma su ekscentar (slika 2.13e) za upravljanja i krivuljni mehanizam (slika 2.13d) kakav se koristi kod kompresora za male kućne hladnjake.

Klipni strojevi 33

Slika 2.14 Kinematika koljenastoga mehanizma 2.6.1 Kinematika koljenastog mehanizma Dimenzije koljenastog mehanizma (slika 2.14) zadane su radiusom koljena r i dužinom ojnice l, ili stapajem s =2r i faktorom koljenastog mehanizma λ = r / l. Stapaj je hod klipa između mrtvih točaka (krajnjih točaka putanje). Razlikujemo gornju mrtvu točku (GMT) koja je udaljenija i donju mrtvu točku (DMT), koja je bliža koljenastom vratilu. Hod klipa x određen je geometrijskim dimenzijama r i l i kutevima koljena ϕ i ojnice β. Kutevi se mjere od položaja kada je klip u GMT, kada točke B, K i M leže na istom pravcu. Za jedan okretaj u vremenu T, tj. za kut okretanja koljenastog vratila od ϕ = 2π pri konstantnoj kružnoj brzini ω = 2π/T, brzina vrtnje n je:

πω2

1 ==T

n ( 2.30 )

Srednja klipna brzina cm je:

nsTscm 22 == ( 2.31 )

Brzina kojom koljeno opisuje kružnicu je vz :

snrvz πω == ( 2.32 ) Ubrzanje na koljenu je az :

ωω zz vra == 2 ( 2.33 ) Hod, brzina i ubrzanje kod koljenastog mehanizma imaju periodu T=1/n, njihovi vektori su

Kružnica Pravac

GMT

GMT

DMT

DMT GMT GMT DMT


usmjereni duž osi mehanizma i pozitivni su ako djeluju od B prema M. 2.6.1.1 Hod klipa Prema slici 1.2 uz λ =r / l i sinβ =λ sinϕ (sinusov poučak na trokutu BKM) dobivamo:

ϕλββ 222 sin1sin1cos −=−= ( 2.34 )

( ) ( ) ( )

−−+−=−+−= ϕλ

λϕβϕ 22 sin111cos1cos1cos1 rlrx ( 2.35 )

Ako izraz pod korjenom razvijemo po Taylor-ovom nizu, dobivamo:

++++−= .....sin

16sin

8sin

2cos1 6

54

32 ϕλϕλϕλϕrx ( 2.36 )

Kako je λ<0 4 (uobičajene vrijednosti 0.25 ... 0.30), više potencije od λ se mogu zanemariti, ili se koristi aproksimacija:

211 aa −≈− za a << 1 ( 2.37 )

pa dobivamo približni izraz za hod klipa:

+−≈ ϕλϕ 2sin

2cos1rxk ( 2.38 )

( )ϕcos1−= rxks za λ = 0 ( 2.39 )

Jednadžba (2.39) odnosi se na slučaj λ=0, tj. kod beskonačno duge ojnice (odn. kod kulisnog mehanizma). Takav se mehanizam naziva još i harmonijski mehanizam 2.6.1.2 Brzina klipa Brzina klipa uz ω =dϕ / dt će biti:

( )

−+=+===

ϕλϕλϕω

ββϕω

ϕω

22 sin1

2sin2

sincos

sin rrddx

dtdxv ( 2.40 )

Približne vrijednosti brzine, dobivene deriviranjem jednadžbe (1.7) i (1.8) su:

+= ϕλϕω 2sin

2sinrvk ( 2.41 )

ϕω sinrvks = za λ = 0 ( 2.42 )

Klipni strojevi 35

2.6.1.3 Ubrzanje klipa Ubrzanje klipa dobiti ćemo deriviranjem brzine klipa po vremenu:

( )( ) ϕ

ω

ϕλ

ϕλϕλϕωϕω

βϕϕβ

ββϕω

ϕω

ddvr

ddvr

ddv

dtdva +

−

++=+

⋅⋅++===

322

422

3

22

sin1

sin2coscoscossincossin

coscos

( 2.43 ) Uz konstantnu brzinu vrtnje (ω = const) i ϕ = ω t ubrzanje klipa je:

( )( )

−

++=

⋅⋅++===

322

422

3

22

sin1

sin2coscoscossincossin

coscos

ϕλ

ϕλϕλϕωβϕϕβ

ββϕω

ϕω rr

ddv

dtdva ( 2.44 )

Deriviranjem približnih jednadžbi za brzinu klipa dobivamo:

( )ϕλϕω 2coscos2 +≈ rak ( 2.45 )

ϕω cos2raks = za λ = 0 ( 2.46 ) Na slici 2.14 prikazana je promjena ubrzanja sa kutem koljena ϕ. Vrijednosti ubrzanja kada je klip u mrtvim točkama su:

( )λω += 12, ra GMTk ( 2.47 )

( )λω −= 12

, ra DMTk ( 2.48 ) Za λ >0 25 krivulja ubrzanja ima dva minimuma koji su simetrično postavljeni obzirom na DMT. Primjenom približnih jednadžbi nastaju greške. Veličina maksimalne greške u ovisnosti o λ prikazana je u tablici 2.6.1 Tablica 2.6.1 Veličina greške primjenom približnih jednadžbi

λ x % od r

v % od rω

a % od rω2

0.10 0.013 0.016 0.050 0.20 0.102 0.133 0.412 0.25 0.202 0.263 0.870 0.30 0.354 0.462 1.449 0.35 0.572 0.748 2.363 0.40 0.871 1.144 3.644 0.45 1.271 1.675 5.390 0.50 1.795 2.374 7.735

U tablici 2.6.1.2 prikazan je odnos k ubrzanja rω2 u odnosu na ubrzanje Zemljine gravitacije.


grk

2ω= ( 2.49 )

Uz uvjet da je srednja klipna brzina cm konstantna:

nrnscm 42 == ( 2.50 )

nπω 2= ( 2.51 )

( ) ( ) ncncnrr mm 2222 24

2 πππω === ( 2.52 )

gnc

grk m

22 πω == ( 2.53 )

Tablica 2.6.1.2 Odnos k ubrzanja rω2 prema ubrzanju Zemljine gravitacije:

n min-1 60 90 120 400 500 1000 1500 2400 6000 cm=6 m/s 6 9 12.1 40.2 50.3 100.6 150.9 241.4 603.6 cm=8 m/s 8 12.1 16.1 53.7 67.1 134 201.2 321.9 804.9 cm=10 m/s 10 15 20 67 84 168 252 402 1006 cm=12 m/s 12 18.1 24.1 80.5 100.6 201.2 301.8 482.9 1207

2.6.2 Dinamika koljenastog mehanizma Pri radu koljenastog mehanizma javljaju se periodički promjenljive sile (sile tlaka radnog medija, inercijalne sile, sile trenja). Sile tlaka radnog medija ovise o radnom procesu, njegovoj periodi Ta =1/n , tlaku radnog medija i površini klipa na koju djeluje tlak. Vrijednost na = n / 2 kod četverotaktnog motora, inače je na = n. Ove sile se prenose kroz koljenasti mehanizam i kućište stroja na ležaj koljenastog vratila, gdje se uravnotežuju. Tangencijalna sila na koljenu određuje trenutnu vrijednost zakretnog momenta na koljenu (slika 2.13a). Inercijalne sile, koje nazivamo i slobodne sile, proporcionalne su kvadratu brzine vrtnje. One imaju periodu T=1/n. Inercijalne sile se javljaju samo na pokretnim dijelovima motora, ne uravnotežuju se same od sebe i putem kućišta motora prenose se na temelj i okolinu, uzrokujući vibracije. Bez obzira što je vremenski prosječna vrijednost tih sila jednaka nuli, one upravo zbog izazivanja vibracije stroja imaju veliki značaj. Sile težine dijelova se praktički mogu zanemariti kod velikih brzina vrtnje mehanizma. Sile trenja ovise o mnogim utjecajima, napr. radnom tlaku, masama dijelova mehanizma, ležajevima i njihovom stanju, obradi i podmazivanju. Njih možemo odrediti uglavnom putem mjerenja. 2.6.2.1 Sile tlaka radnog medija Radni medij djeluje svojim tlakom na stijenke prostora u kojemu je zatvoren. To su stijenke cilindra, cilindarska glava i čelo klipa. Sila kojom djeluje tlak p na površinu čela klipa Ak u smjeru osi cilindra je (slika 1.1b):

( ) kp AppF 0−= ( 2.54 )

Klipni strojevi 37

gdje je p0 atmosferski tlak zraka (u prostoru ispod klipa). Ova sila se putem osovinice klipa, ili putem stapajice i križne glave, prenosi na ojnicu i dalje na koljeno. Jednaka tolika sila djeluje i na poklopac cilindra (cilindarsku glavu) i preko kućišta se prenaša na glavni ležaj koljenastog vratila. Kod dvoradnih strojeva, gdje je radni medij iznad i ispod klipa, (slika 2.13a) tlak djeluje na stranu klipa okrenutu poklopcu cilindra PC i na stranu klipa okrenutu koljenastom vratilu KV. Te sile su:

PCPCPC ApF = ( 2.55 )

( )StPCKVKVKVKV AApApF −== ( 2.56 ) tako da je ukupna sila od tlaka radnog medija na klip:

( ) ( ) StKVPCKVPCp AppAppF 0−+−= ( 2.57 ) 2.6.2.2 Inercijske sile Kod oscilatornog translatornog i rotacijskog gibanja translatornih masa mTr i rotacijskih masa mRo mehanizma javljaju se inercijske sile:

amF TriTr =, ( 2.58 )

2, ωrmF RoiRo = ( 2.59 )

Slika 2.15 Ubrzanje klipa i inercijske sile kod klipnog mehanizma Oscilirajuće inercijalne sile (slika 1.4) javljaju se kao reakcija na ubrzanje translatornih masa koljenastog mehanizma. One su periodičkog karaktera i ovisno o množiocu kuta ϕ nazivamo ih inercijalnim silama I, II, III, IV ... reda. Redovi harmonika dobivaju se Fourierovom analizom. Primjena te analize na jednadžbu ubrzanja klipa dati će nam niz:

±

++

++−

++++= ...6cos...

12894cos...

163

42cos...

12815

4cos

553532 ϕλϕλλϕλλλϕωra

( 2.60 )


( )∑=

=n

kkfra

1

2 cos ϕλω ( 2.70 )

tako da rezultirajuću inercijalnu silu dobivamo harmonijskom sintezom harmonika:

( )∑=

==n

kTrTriTr kfrmamF

1

2, cos ϕλω ( 2.71 )

ϕω cos2rmF TrI = ( 2.72 )

ϕλλλω 2cos...12815

4

532

+++= rmF TrII ( 2.73 )

ϕλλω 4cos...1283

4

532

++−= rmF TrIV ( 2.74 )

ϕλω 6cos...1289 5

2

+= rmF TrVI ( 2.75 )

U gornjim jednadžbama su eksplicitno prikazane jednadžbe translatornih inercijalnih sila I, II, IV i VI reda. Ove periodičke sile djeluju duž simetrale koljenastog mehanizma i suprotnog su smjera od vektora ubrzanja translatornih masa. Ove su sile pozitivne kada su usmjerene od koljenastog vratila prema klipu. Ako se zanemare više potencije od λ, možemo dobiti približne izraze za glavne harmonike inercijalne oscilirajuće sile:

IIIiTr FFF +=, ( 2.76 )

ϕω cos2rmF TrI = ( 2.77 )

ϕωλ 2cos2rmF TrII ⋅= ( 2.78 ) Greška primjenom ovih približnih jednadžbi je manja od 1.45% za λ=0.3. S točnim vrijednostima potrebno je računati kada se radi o rezonanciji kod slabo prigušenih oscilatornih sustava. Amplitude, tj. duljine vektora inercijalnih sila koji rotiraju s kutevima ϕ i 2ϕ su:

2ωrmP TrI = ( 2.79 )

2ωλλ rmPP TrIII =⋅= ( 2.80 ) Projekcije tih vektora na simetralu koljenastog mehanizma predstavljaju inercijalne sile:

ϕcosII PF = ( 2.81 )

ϕ2cosIIII PF = ( 2.82 ) Ekstremi ovih vrijednosti su ±PI pri ϕ = 0 i ϕ = π, tj u GMT i DMT. Sila FII ima ekstreme ±PII pri

Klipni strojevi 39

ϕ=0, π/2, π, 3π/2 i 2π. Inercijalne sile rotirajućih masa su sile predstavljene vektorom:

2, ωrmF RoiRo = ( 2.83 )

Slika 2.16 Sustitucija ojnice i koljena koncenriranim masama

koji ima smjer kuta koljena ϕ. Komponenta te sile duž osi koljenastog mehanizma je F1=FRo,i cosϕ, a komponenta okomita na os koljenastog mehanizma je F2=FRo,i sinϕ. Uravnoteženje ovih sila (slika 2.16b) se vrši pomoću protuutega na koljenima, nasuprot rukavcu koljena. Potrebna masa protuutega s težištem u točki SPr na radiusu rPr je (za slučaj kada svaki koljenasti mehanizam zasebno uravnotežujemo):

PrPr r

rmm Ro= ( 2.84 )

Kako bi mogli izračunati inercijalne sile potrebno je odrediti translacijske i rotirajuće mase koljenastog mehanizma. Osim ojnice, sve preostale mase izvode strogo samo translatorno ili rotacijsko gibanje. Ojnica se giba translatorno u točki A i rotacijski u točki B (slika 2.16a). Ojnica se giba u ravnini koljenastog mehanizma jednog cilindra. Ojnicu rastavljamo u sustav dvije točkaste mase i jednog momenta inercije, koji će zajedno moći dinamički zamijeniti ojnicu. Postavljamo slijedeće jednadžbe:

ojBojAoj mmm ,, += očuvanje mase ojnice ( 2.85 )

bmam ojBojA ,, = očuvanje položaja težišta ( 2.86 )

2,

2,, bmamJJ ojBojAojBoj ++= očuvanje momenta inercije ( 2.87 )

Iz gornje tri jednadžbe moramo riješiti tri nepoznanice: mA,oj, mB,oj i JB,oj. Ulazne veličine moj, a, b, l i Joj mogu se odrediti mjerenjem. Masa ojnice moj i položaj težišta mogu se odrediti vaganjem. Moment inercije ojnice Joj može se odrediti iz pokusa njihanja (slika X.X) pri poznatoj masi ojnice i položaju težišta. Ojnica se ovjesi prema slici i mjeri se perioda T njihanja. Za udaljenost težišta a, moment inercije ojnice će biti:


agmTJ ojojA 2

2

, 4π= ( 2.88 )

a moment inercije ojnice u težištu je:

2, amJJ ojojAoj −= ( 2.89 )

Riješavanjem sustava jednadžbi dobijamo:

ojBojA mabm ,, = iz jednadžbe (2.85) ( 2.90 )

ojBojBojBojBoj malm

abamm

abm ,,,, =+=+= iz jednadžbe (2.86) ( 2.91 )

ojojB mlam =, ( 2.92 )

ojojA mlbm =, ( 2.93 )

ojojojBoj mlbam

labJJ

22

, ++= iz jednadžbe (2.87) ( 2.94 )

( ) ojojBojojBoj mbaJmbalbaJJ +=++= ,, ( 2.95 )

Uz zahtjev da je JB,oj=0 dobivamo:

0, =−= ojojojB mbaJJ ( 2.96 )

baJ

m ojoj = ( 2.97 )

Ojnice brzohodnih strojeva su obično izvedene tako da je:

ojojA mm31

, ≈ ojojB mm32

, ≈ 0, ≈ojBJ ( 2.98 )

Za pojednostavnjenje proračuna protuutega ramena koljena (slika 2.16b) s masom mKo i težištem SKo na udaljenosti rKo od osi koljenastog vratila, neuravnotežene mase koljena reduciraju se na radius r uz uvjet očuvanja inercijalne sile:

KoKoredKo r

rmm =, ( 2.99 )

Ukupne translacijske mase su mase klipa mK , stapajice mSt , križne glave mKG i translacijska masa

Klipni strojevi 41

ojnice mA,oj :

ojAKGStKTr mmmmm ,+++= ( 2.100 ) Ukupne rotirajuće mase čine rotirajuća masa ojnice mB,oj i reducirana masa koljena mKo,red :

redKoojBRo mmm ,, += ( 2.101 ) 2.6.2.3 Ukupne rezultirajuće sile Rezultirajuće plinske i inercijalne sile Fp i FTr,i imaju periodu 1/na . Ove sile prenose se putem pogonskog mehanizma i kućišta (poklopac cilindra, cilindarska košuljica, kućište stroja), vidi sliku 2.17.

Slika 2.17 Sile u koljenastom mehanizmu U osi klipa djeluje ukupna sila na klipu (slika 2.17a):

iTrpK FFF ,+= ( 2.102 ) Smjer sile od A prema C smatra se pozitivnim. Radi jednostavnosti uzima se da na klipu djeluje ukupna inercijalna sila translatornih masa FTr,i, dok se sile trenja i gravitacijske sile zanemaruju. Njihova promjena, posebno ekstremne vrijednosti, ovise o radnom procesu, brzini vrtnje i odnosu FTr,i,max/Fp,max. Nultočke leže pri Fp=FTr,i. Rastavljanje sila na osovinici klipa ili na križnoj glavi vrši se tako da se ukupna sila na klip FK rastavlja na silu u ojnici Foj i na silu okomitu na stijenku cilindra FN.

βcosKoj FF = ( 2.103 )

βtanKN FF = ( 2.104 )

A

B

C


Nultočke (slika 2.18a): za FK=0 je Foj=FN=0, pored toga je FN=0 pri β=0, π Sila u ojnici se prenosi na rukavac koljena i tu se rastavlja na radijalnu silu FR u smjeru koljena i na tangencijalnu silu FTr okomito na koljeno. Prema jednadžbama (2.103) i (2.104) je:

( )β

βϕcos

sin += KT FF ( 2.105 )

( )

ββϕ

coscos += KR FF ( 2.106 )

Pozitivna vrijednost tangencijalne sile je u smjeru vrtnje koljenastog vratila. Promjena momenta Mv=FTr djeluje na promjene kružne brzine koljenastog vratila, koje treba umiriti povećanjem momenta inercije rotirajućih masa (napr. dodavanjem zamašnjaka). Nultočke leže pri FK=0 i pri ϕ=0, π, 2π tj. pri β=0. To su položaji gornje i donje mrtve točke (GMT i DMT) u kojima stroj ne može krenuti sam od sebe. Točke u kojima je FTr,i=0, odnosno FK=Fp (slika 1.8b), koje leže na ϕ=76.45° i ϕ=283.5° za λ=1/3.8) ne ovise o brzini vrtnje. O brzini vrtnje ne ovisi ni srednja vrijednost zakretnog momenta, pošto je srednja vrijednost inercijalnih sila, a time i tangencijalne sile od inercijalnih sila, jednaka nuli. Kućište preuzima sile mehanizma. Na cilindarsku glavu djeluje sila Fp, a na stijenku cilindra ili staze križne glave sila FN. Moment sila na koljenastom vratilu ima kao protutežu moment sila koje djeluju na kućištu stroja:

cFrFM NTv == ( 2.107 ) Taj će se moment prenijeti na podlogu putem temeljnih vijaka. Po osi cilindra djeluje sila Fp na poklopcu suprotno sili FK . Da bi sistem bio u ravnoteži, temelj stroja mora preuzeti ostatak, tj. inercijalne sile FTr,i. To važi i za sile trenja i sile gravitacije. 2.6.2.4 Sile u dijelovima mehanizma Iako pri visokim brzinama vrtnje inercijalne sile rasterećuju mehanizam od djelovanja sila tlaka radnog medija u položaju GMT, u položaju DMT, kada su sile tlaka plinova obično male, one značajno opterećuju mehanizam. Poradi toga potrebno je izvršiti analizu međusobnog opterećenja dijelova mehanizma (slika 2.17c). Na osovinicu klipa djeluju sile Fp, FN (prema jedn. 2.104) i FTr,i,K=mK FTr,i /mTr , pri čemu je mK masa klipa. Njihova rezultanta je sila kojom klip opterećuje osovinicu klipa:

( ) 22,,. NKiTrpkos FFFF +−= ( 2.108 )

U mrtvim točkama je ϕ=β=0, odn. ϕ=π i β=0, dakle FN=0 (prema jedn. 2,104). U GMT je Fos.k=Fp-mKrω2 (1+λ), odnosno u DMT, kada je Fp≈0, Fos.k= mK r ω2 (1-λ). Na gornjoj strani ojnice (u maloj pesnici) djeluju sile +Fos.k i FTr,i,oj=mA,ojFTr,i /mTr. Uz FTr,i=FTr,i,K+FTr,oj će biti:

Klipni strojevi 43

22

, NKojojA FFFF +−=−= ( 2.109 ) U mrtvim točkama, kada je FN=0, biti će FA,oj= - FK . U GMT je FA,oj=mK r ω2(1+λ) -Fs, a u DMT će biti FA,oj= -mK r ω2(1-λ). Velika pesnica ojnice pored sile Foj, odnosno FT i FR, preuzima i inercijalnu silu rotirajućih masa ojnice FB,oj=mB,ojr ω2. Prema tome za silu opterećenja na rukavcu koljena dobivamo:

( )2,

2ojBRTRK FFFF −+= ( 2.110 )

Slika 2.18 Promjena sila i momenta za dvotaktni motor a) sile pri 4500 min-1, b) moment pri različitim brzinama vrtnje

Kut γ između pozitivnog smjera sile opterećenja i smjera ojnice izračunva se po jednadžbi:

( ) ( )T

ojojB

FFF βϕ

βϕπγ+−

++−=cos

arctg2

, ( 2.111 )

Ovdje je u mrtvim točkama FT=0 i FR=FK prema jednadžbama (2.105) i (2.106). Prema tome u položaju GMT je:

( ) 2,

2, 1 ωλω rmrmFFFF ojBTrpojBRRK −+−=−= ( 2.112 )

a u položaju DMT, kada je Fp ≈0, dobivamo:


( ) 2,

2 1 ωλω rmrmF ojBTrRK ++= ( 2.113 ) Sila kojom ojnica djeluje na rukavac koljena FRK, zajedno s centrifugalnom silom koljena FR,ko tvori ukupno opterećenje na glavni ležaj koljenastog vratila. Ta sila je FGL:

2,, ωrmF redKokoR = ( 2.114 )

( )[ ] 22,, cos TojojBkoRGL FFFFF ++−+= βϕ ( 2.115 )

Kut α koji sila opterećenja glavnog ležaja čini prema osi cilindra (simetrali mehanizma) je:

( )βϕϕα

+−++=

cosarctg

,, ojojBkoR

T

FFFF

( 2.116 )

Sila opterećenja glavnog ležaja za mehanizam u položajima GMT i DMT će biti:

( )[ ] 21 ωλ rmmFF RoTrpGL +++−= u položaju GMT ( 2.117 )

( )[ ] 21 ωλ rmmF RoTrGL −−= u položaju DMT Sila opterećenja glavnog ležaja se kod većine koljena dijeli na bočne ležajeve koljenastog vratila. Kod strojeva s više koljena se na glavnom ležaju superponiraju sile opterećenja iz koljenastih mehanizama koji su neposredni susjedi promatranom glavnom ležaju. 2.6.2.5 Uravnoteživanje inercijalnih sila koljenastog mehanizma Rezultirajuće inercijalne sile neuravnoteženog koljenastog mehanizma su centrifugalna sila FRo i inercijalne sile FTr,i,I i FTr,i,II:

2ωrmF RoRo = ( 2.118 )

ϕωϕ coscos 2,, rmPF TrIIiTr == ( 2.119 )

ϕωλϕ 2cos2cos 2

,, rmPF TrIIIIiTr == ( 2.120 ) Sve se te sile preko mehanizma prenose na glavni ležaj i dalje na kućište stroja i okoliš. Na slici 2.19 prikazan je polarni dijagram djelovanja tih sila za koljenasti mehanizam jednog cilindra. Centrifugalna sila FRo je uvijek usmjerena u pravcu koljena. Pri konstantnoj brzini vrtnje, njena je vrijednost konstantna. Tu je silu najlakše uravnotežiti primjenom protuutega.

2PrPr

2 ωω rmrmF RoR == ( 2.121 )

PrPr r

rmm Ro= ( 2.122 )

Klipni strojevi 45

Primjenom ovakvog protuutega uravnotežili smo centrifugalne sile rotirajućih masa, ali nismo uravnotežili inercijalne sile tranlatornih masa. Da bi bar djelimično urvnotežili inercijalne sile translatornih masa, može se povećati masa protuutega po jednadžbi:

( )Pr

Pr rrmmm TrRo α+= ( 2.123 )

gdje je α≈0.2 ... 0.5.

Slika 2.19 Uravnoteženje koljenastoga mehanizma primjenom protuutega na koljenu

Na slici 2.19 prikazan je polarni dijagram opterećenja glavnog ležaja inercijalnim silama u glavnom ležaju za niz slučajeva s različitim vrijednostima α. Na slici 2.19a prikazan je polarni dijagram za slučaj kada ne koristimo nikakav protuuteg. Na slici 2.19b prikaza je slučaj kada je upotrebljen protuuteg samo za centrifugalnu silu, tj: uz α=0. Na slici 2.19c prikazan je polarni dijagram za slučaj gdje je masa protuutega povećana, tj uz α=0.3. Na slici 2.19 prikazani su samo polarni dijagrami opterećenja glavnog ležaja inercijalnim silama za različite vrijednosti od α. Iz prikazanih slika očito je da se primjenom samo protuutega na koljenu mogu samo djelimično uravnotežiti inercijalne sile i opterećenje glavnog ležaja. Optimalna vrijednost za α je ona kada je maksimalna vrijednost rezultirajuće sile opterećenja glavnog ležaja najmanja. Rezultirajuća sila za opći položaj koljena je:

ϕωα sin2,, rmF TrxiGL = ( 2.124 )

( )[ ] 2

,, 2coscos1 ωϕλϕα rmF TryiGL +−= ( 2.125 )

( )[ ]22222,,

2,,, 2coscos1sin ϕλϕαϕαω +−+=+= rmFFF TryiGLxiGLiGL ( 2.126 )

Maksimalna vrijednost sile opterećenja ležaja pri zadanoj brzini vrtnje biti će pri maksimalnoj vrijednosti funkcije pod korijenom. Traženjem uvjeta za maksimum dobivamo:

( )[ ] ( )[ ] 02sin2sin12coscos122sin2 =+−+−− ϕλϕαϕλϕαϕα ( 2.127 )


Obično je veličina sile opterećenja najveća u položaju GMT pri ϕ = 0. Tada je veličina sile opterećenja:

( ) 2, 1 ωλα rmF TriGL +−= ( 2.128 )

Povećavanjem vrijednosti α na vrijednosti 0.55 do 0.635 postiže se minimalna vrijednost sile opterećenja ležaja. Čim komponenta sile u smjeru osi x postane značajnija povećanjem vrijednosti α, naglo se počinje povećavati maksimalna sila opterećenja. U tablici su dati podaci za optimalne vrijednosti od α u ovisnosti o omjeru mehanizma λ. Tablica: Optimalne vrijednosti koeficijenta α za različite vrijednosti omjera λ.

λ 0.2 0.25 0.26 0.27 0.28 0.29 0.30 0.31 0.32 0.33 0.34 0.35 0.40α 0.575 0.590 0.594 0.598 0.601 0.604 0.607 0.610 0.613 0.615 0.618 0.621 0.635

Najčešće se ne koriste ovako visoke vrijednosti za α jer se u obzir uzima i opterećenje glavnog ležaja od sila tlaka plinova. Iz tih razloga se najčešće se usvaja α≈0.3 ... 0.5. Takvim uravnoteženjem smo samo malim dijelom uravnotežili inercijalne sile translatornih masa. Njih je teško uravnotežiti takvim protuutegom jer centrifugalna sila protuutega djeluje suprotno smjeru koljena i položaj joj ovisi o položaju koljena, dok inercijalne sile translatornih masa djeluju samo duž osi cilindra. 2.6.2.6 Uravnoteženje Lancasterovim protuutezima Za uravnoteženje inercijalnih sila translatornih masa može se umjesto jednog protuutega koristiti par protuutega koji će se vrtiti u suprotnim smjerovima, kao na slici 2.20, jednakim kružnim brzinama. Centrifugalne sile svakog protuutega su međusobno jednake po veličini. Rezultanta tih dviju sila djeluje uvijek duž osi simetrije za taj par protuutega i mijenja se po veličini i smjeru, ovisno o položaju protuutega. Takve protuutege nazivamo Lancaster-ovim protuutezima. Jedan par takvih protuutega koristiti ćemo za uravnoteživanje inercijalne sile translatornih masa 1. reda, a drugi par za uravnoteživanje inercijalnih sila translatornih masa 2. reda. Način postavljanja tih protuutega prikazan je na slici 2.20. Potrebno je napomenuti da se primjenom Lancasterovih protuutega ne smanjuje opterećenje glavnog ležaja, već se samo smanjuje sila koja će se s kućišta stroja prenijeti na okolinu.

Slika 2.20 Lancasterovi protuutezi

Klipni strojevi 47

Na slici 2.20 prikazan je način djelovanja Lancaster-ovih protuutega. Utezi rotiraju u suprotnim smjerovima i simetrično obzirom na simetralu obje kružnice. Kako su utezi međusobno jednaki, na njih će djelovati jednake centrifugalne sile Fc, koje rastavljamo na komponente Fcx i Fcy. Komponente Fcx djeluju na istom pravcu, suprotnog su smjera i međusobno se poništavaju. Komponente Fcy će dati rezultantu R. Rezultanta će uvijek djelovati duž simetrale, samo će mijenjati svoj smjer i veličinu:

ϕωϕ cos2cos22 2PrPr rmFFR ccy === ( 2.129 )

Raspored protuutega za uravnoteženje koljenastog mehanizma prikazan je na slici 2.21 za položaj koljena u GMT. Pomoću protuutega mase mp uravnotežiti ćemo centrifugalne sile rotirajućih masa:

Slika 2.21 Uravnoteženi koljenasti mehanizam za jedan cilindar

pRop r

rmm = ( 2.130 )

gdje je mRo masa dijelova koji izvode rotacijsko gibanje po kružnici radiusa r, dok je rp radius težišta protuutega. Pomoću prvog para protuutega, koji rotira kružnom brzinom ω uravnotežiti ćemo inercijalne sile translatornih masa 1. reda:

ϕωϕω cos2cos 211

2,, ppTrIiTr rmrmF == ( 2.131 )


11 2 p

Trp rrmm = ( 2.132 )

Pomoću drugog para protuutega, koji rotira kružnom brzinom 2ω, uravnotežiti ćemo inercijalne sile 2.reda za translatorne mase:

( ) ϕωϕωλ 2cos222cos 222

22,, ppTriTr rmrmF == ( 2.133 )

22 8 p

Trp rrmm λ= ( 2.134 )

Pomoću ovakvog sistema uravnoteženja postignuto je najbolje moguće uravnoteženje inercijalnih sila. Kako smo u razvoju ovih jednadžbi koristili približne jednadžbe za ubrzanje translatornih masa, neuravnoteženi dio inercijalnih sila biti će proporcionalan odstupanju približne jednadžbe ubrzanja (2.44) od točne jednadžbe (2.45).

2.7 DINAMIKA KLIPNIH STROJEVA U poglavlju 2.6 obrađena je dinamika koljenastog mehanizma jednog cilindra. Klipni strojevi imaju obično više cilindara, tako da je potrebno sagledati utjecaje pojedinih koljenastih mehanizama na dinamiku cijelog stroja. 2.7.1 Dijagram tangencijalnih sila za višecilindrični stroj Pri određivanju dijagrama tangencijalnih sila višecilindričnog stroja, moramo uzeti u obzir taktnost radnog procesa, redoslijed događanja (redoslijed paljenja), izvedbu stroja (raspored cilindara) itd. Na slici 2.22 dat je primjer za dijagram tangencijalnih sila za stroj sastavljen iz jednog i više istih cilindara, pri različitim rasporedima cilindara. Kod višecilindričnih strojeva nastojimo da je raspored događaja po pojedinim cilindrima, tijekom jedne periode procesa što ravnomjerniji. Težnja je konstruktora da iz procesa koji rezultira jakim promjenama momenta, na spojci koljenastog vratila dobije što ujednačeniji moment, tj. da su amplitude oscilacija moenta oko srednje vrijednosti čim manje. Time se smanjuje dinamičko opterećenje vratila koja sudjeluju u prijenosu snage do ostalih strojeva. Utjecaj inercijalnih i plinskih sila se često promatra odvojeno, (plinske sile ovise o opterećenju stroja, inercijalne sile o brzini vrtnje). Srednja vrijednost momenta od plinskih sila je različita od nule, dok je srednja vrijednost momenta od plinskih sila jednaka nuli. 2.7.2 Inercijalne sile i njihovi momenti Neuravnotežene inercijalne sile i njihovi momenti izazivaju vibracije stroja i periodičko opterećenje dijelova, tako da doprinose zamoru materijala i štetama na dijelovima. Već i veliki sporohodni strojevi s brzinama vrtnje od 60, 90 do 150 min-1, usprkos maloj kružnoj brzini, zbog velikih translatornih masa dovode do značajnih pobudnih sila. Za što mirniji rad stroja potrebno je da već u samome stroju po mogućnosti čim bolje uravnotežimo te sile ili da smanjimo njihove amplitude. Kako se amplitude viših harmonika inercijalnih sila veoma brzo umanjuju, za daljnje razmatranje uzeti ćemo u obzir samo prva dva harmonika inercijalnih sila.

Klipni strojevi 49

2.7.3 Strojevi s rasporedom cilindara u linijskoj izvedbi Kod linijske izvedbe strojeva, kod svakog od koljenastih mehanizama javljaju se rotacione i oscilatorne inercijalne sile I i II reda:

2ωrmF RoRo = ( 2.135 )

ϕωϕ coscos 2,, rmPF TrIIiTr == ( 2.136 )

Slika 2.22 Dijagrami tangencijalnih sila za različite klipne strojeve s više cilindara a) stroj s 1 cilindrom, b) 4T stroj s 2 cilindra i razmakom koljena od 360o, c) 4T stroj s 2 cilindra i razmakom koljena od 180o, d) 4T stroj s 3 cilindra i razmakom koljena 120o, e) 4Tstroj s 4 cilindra i razmakom koljena 180o, f) 4T stroj s 5

cilindara i razmakom koljena 72o, g) 4T stroj s 6 cilindara i razmakom koljena 120o, h) 4T stroj s 8 cilindara i razmakom koljena 90o, i) V izvedba stroja s 2 cilindra, k) V izvedba stroja s 4 cilindra i razmakom koljena 180o, l) V izvedba stroja

s 4 cilindra i razmakom koljena 360o, m) V stroj s 6 cilindara i razmakom koljena 120o


ϕωλϕ 2cos2cos 2,, rmPF TrIIIIiTr == ( 2.137 )

Pomoću PI i PII označene su amplitude vektora inercijalnih sila translatornih masa, za jedan cilindar. Njihova rezultanta ima, ovisno o kutu koljena i rasporedu koljena, različitu veličinu i smjer. Čak i kada u cjelini jednog stroja gledamo pojedinačne sile, kada ih svodimo na težišnu ravninu stroja, zbog paralelnog pomaka javlja se njihov moment u odnosu na težište sistema stroja. Položaj težišne ravnine Motori najčešće imaju simetrično izvedena koljenasta vratila obzirom na ravninu poprečno na os koljenastog vratila na polovici njegove aktivne dužine. Uzdužni razmak među koljenima je najčešće jednak (kao i razmak cilindara koji su vezani na ta koljena). Kod koljenastog vratila s parnim brojem cilindara, težišna ravnina TR će padati između dva koljena. Kod koljenastog vratila s neparnim brojem koljena, težišna ravnina će padati na koljeno. Ukoliko se radi o različitom razmaku između cilindara (napr. višestepeni kompresori ili motori s podijeljenim koljenastim vratilom), ili kod strojeva s različitim masama i dimenzijama koljenastog mehanizma, položaj težišne ravnine treba pažljivo odrediti. Pri određivanju položaja težišne ravnine polazimo od referentnog položaja (obično se odabire os prvog cilindra). Položaj težišne ravnine može se odrediti pomoću jednadžbe:

( )

∑

∑

=

== n

kk

n

kkk

m

mxx

1

1 ( 2.138 )

gdje je mk masa koljenastog mehanizma. Obično se uzima samo masa translatornih dijelova, rijeđe rotirajućih dijelova. Ovisno o izvedbi stroja, položaj težišne ravnine za rotorajuće i translatorne mase može biti različit.

Slika 2.23 Određivanje položaja težišne ravnine koljenastog mehanizma s više cilindara

Klipni strojevi 51

Paralelno pomicanje sila Silu F dopunjujemo sa parom sila F' i F", te jednim momentom M, koji će odgovarati spregu sila F i F". Na taj način pomičemo u težišnu ravninu sve sile pojedinih koljenastih mehanizama, tako da u težišnoj ravnini sada djeluju sve sile i njihovi momenti. Za pozitivni smjer momenta uzimamo vektor momenta po pravilu desne ruke. Raspored koljena Koljena se broje kao i cilindri, ovisno o normama koje koristimo u označavanju. Obično je to počev od cilindra najbližeg spojci stroja, kojega označavamo brojem 1. Kada gledamo duž osi koljenastog vratila, vidimo tzv. zvijezdu koljena, odnosno ravnomjerni raspored koljena po opsegu opisane kružnice. Raspored koljena određuje položaje vektora inercijalnih sila od rotirajućih masa i inercijalnih sila translatornih masa 1. reda. Zvijezda koljena 2. reda, koju dobijamo tako da se kut koljena u odnosu na položaj GMT udvostručuje, određuje smjerove vektora sila 2. reda. Amplitude vektora inercijalnih sila PI i PII, datog reda, imaju pri konstantnoj brzini vrtnje konstantnu dužinu. Stvarne trenutne vektore inercijalnih sila dobiti ćemo projiciranjem tih vektora na os cilindra. Smjerove vektora momenata određuje isto tako položaj koljena i njihov raspored. Amplitude vektora momenata 1. i 2. reda označavamo s:

aPD II = aPD IIII = ( 2.139 ) gdje je a udaljenost hvatišta sile od težišne ravnine. Koljena se kod višecilindričnog stroja raspoređuju jednoliko po trajanju jedne periode procesa stroja. Na taj se način dobija najmanja promjena momenta tijekom jedne periode procesa, čime se smanjuje dinamičko opterećenje dijelova. Svaki cilindar motora vezan je na jedno koljeno koljenastog vratila. Kod linijske izvedbe motora (s rasporedom cilindara u liniji) svaki cilindar je vezan na svoje koljeno. Kod V motora dva nasuprotna cilindra vezani su na isto koljeno. Raspored koljena po opsegu opisane kružnice koljenastog vratila određuje i redoslijed paljenja kod motora. Raspored koljena je ujednačen tako da su koljena jednako raspodjeljena po opsegu kružnice. Kut razmaka paljenja kod motora je:

zτπα = ( 2.140 )

gdje je τ taktnost stroja (=4 za četverotaktni, =2 za dvotaktni stroj) i z je broj cilindara. Poseban problem predstavlja sam raspored koljena po dužini koljenastog vratila. Kod višecilindričnih strojeva, odgovarajućim rasporedom koljena po dužini koljenastog vratila, značajno možemo umanjiti pobudne momente i sile koji će se prenositi na podlogu i okoliš stroja. To se može najbolje ilustrirati na primjeru četverotaktnog četverocilindričnog stroja (vidi sliku 2.24). Prikazana su tri rasporeda koljena. Kod rasporeda (2.24a) koljena br. 1 i 2 su u položaju GMT, a koljena 3 i 4 u položaju DMT. Redoslijed paljenja kod ovog rasporeda je 1-3-2-4-1. Centrifugalne i inercijalne sile 1. reda imaju u odnosu na težišnu ravninu koljenastog vratila značajni moment MR=3FRa i MI=3FIa, dok će moment inercijalnih sila 2. reda biti jednak nuli kod takvog položaja koljena. Kod rasporeda (2.24b) koljena br. 1 i 3 su u položaju GMT, dok su koljena 2 i 4 u položaju DMT. Redoslijed paljenja kod ovog rasporeda je 1-4-3-2-1. Centrifugalne i inercijalne sile 1. reda imaju u odnosu na težišnu ravninu koljenastog vratila moment MR=FRa i MI=FIa, dok će moment inercijalnih sila 2. reda biti jednak nuli za taj položaj koljena. Vidimo da su vrijednosti pobudnih momenata u odnosu na raspored


pod a) tri puta manje.

Slika 2.24 Uravnoteženje stroja rasporedom koljena (a je razmak među cilindrima, FR je centrifugalna sila jednoga koljena)

Slika 2.25 Raspored koljena za a) 4T motor s 4 cilindra, b) 4T motor s 9 cilindara i c) 2T motor s 9 cilindara u liniji

Kod rasporeda (2.24c) koljena br. 1 i 4 su u položaju GMT, dok su koljena 2 i 3 u položaju DMT. Karakteristično za ovaj raspored je da su koljena raspoređena simetrično obzirom na položaj težišne ravnine

Klipni strojevi 53

koljenastog vratila. Redoslijed paljenja kod ovog rasporeda je 1-3-4-2-1. Centrifugalne i inercijalne sile 1. reda imaju u odnosu na težišnu ravninu koljenastog vratila moment MR=0, MI=0 i MII=0, dok će moment inercijalnih sila 2. reda biti jednak nuli. Dakle, uzdužno simetričnim rasporedom koljena u odnosu na težišnu ravninu koljenastog vratila možemo značajno smanjiti vrijednosti pobudnih momenata inercijalnih sila stroja. Kod četverotaktnih strojeva po dva koljena zauzimaju isti položaj na zvijezdi koljena 1. reda (jer je kut koji odgovara periodi jednog procesa 4π. Zbog toga je moguće postići uzdužnu simetriju pri rasporedu koljena u odnosu na težišnu ravninu. Kod dvotaktnih strojeva svako koljeno čini jedan krak zvijezde koljena, tako da je nemoguće postići potpunu uzdužnu simetriju u odnosu na težišnu ravninu u rasporedu koljena. Pri raspodjeli koljena po dužini vratila, kod dvotaktnih strojeva nastojimo da nam raspored bude simetričan u odnosu na vertikalnu os položenu u težišnoj ravnini koljenastog vratila. Praktični način određivanja rasporeda koljena prikazan je na slici 2.25. To je takav raspored koljena, koji je kod četverotaktnih strojeva potpuno, a kod dvotaktnih strojeva približno simetričan prema težišnoj ravnini. Redoslijed paljenja će za motor linijske izvedbe biti: neparni broj cilindara, dvotaktni stroj 1-6-3-4-5-2-7-1 parni broj cilindara dvotaktni stroj 1-7-3-5-4-6-2-8-1 Uvjeti uzdužne simetrije u raspodjeli koljena vidljivi su iz suma rednih brojeva cilindara. Kod četverotaknog stroja suma rednih brojeva koljena koja se preklapaju na zvijezdi koljena je za jedan veća od broja cilindara. Kod dvotaktnog stroja suma rednih brojeva za dva koljena na istoj visini je također za jedan veća od broja cilindara. Uravnoteženje dvocilindričnog stroja linijske izvedbe Na slici 2.26 prikazano je koljenasto vratilo dvocilindričnog dvotaktnog stroja, položaj težišne ravnine, sile i momenti. Amplitude sila prema položaju vektora, prenosimo na težišnu ravninu i tu ih sumiramo. Tako dobivamo slijedeće rezultante sila i momenata:

∑ = 0RF ( 2.141 )

∑ = 0IF ( 2.142 )

∑ === ϕλωϕ 2cos22cos22 2rmPFF TrIIIIII ( 2.143 )

∑ == 2ωrmaFaM RoRR ( 2.144 )

∑ === ϕωϕ coscos 2rmaPaFaM TrIII ( 2.145 )

∑ = 0IIM ( 2.146 ) Vektor momenta inercijalnih sila I reda prolazi kroz težišnu ravninu i okomit je na ravninu osi cilindara. Pravac, duž kojega se proteže taj vektor, ne mijenja svoj smjer. Vektor momenta inercijalnih sila translatornih masa leži na tom pravcu, njegova se veličina i usmjerenost mijenjaju ovisno o kutu referentnog koljena. Za razliku od tog vektora, vektor momenta centrifugalnih sila je okomit na ravninu koljena i njegova se veličina ne mijenja s kutem koljena. Kako se koljenasto vratilo vrti, ravnina koljena također rotira oko uzdužne osi koljenastog vratila, a isto tako rotira i vektor momenta. Obzirom na to da se veličina tog momenta ne mijenja s položajem koljena i da vektor tog momenta stalno stoji okomit na ravninu koljena,


taj se moment lako može uravnotežiti kombinacijom protuutega u ravnini koljena:

brarmm

pRop = ( 2.147 )

Za djelimično uravnoteženje momenta inercijalnih sila 1. reda translatornih masa, može se odabrati protuuteg:

( )brarmmm

pTrRop α+= ( 2.148 )

uz α≈0.2 ... 0.5. Potpuno uravnoteženje može se postići dodavanjem dodatnih vratila s Lancaster-ovim protuutezima.

Slika 2.26 Koljenasto vratilo 2T stroja s 2 cilindra a) zvjezda koljena 1. reda, b) zvjezda koljena 2. reda, c) prikaz koljenastoga vratila, d) suma sila,

e) suma momenata

Klipni strojevi 55

Slika 2.27 Uravnoteženje momenta od inercijskih sila I. reda za mehanizam sa slike 2.26

Slika 2.28 Sile i momenti koljenastog mehanizma stroja s 3 cilindra a) zvjezda koljena 1. reda, b) zvjezda koljena 2. reda, c) prikaz koljenastoga vratila, d) suma momenata centrifugalnih

sila, e) suma momenata translacijskih sila 1. reda, f) suma momenata translacijskih sila 2. reda, g) prikaz djelovanja centrifugalnih sila koljena na koljenastom vratilu, h) raspored protuutega, i) izvedba protuutega


Uravnoteženje trocilindričnog linijskog stroja Kod trocilindričnog linijskog stroja (slika 2.28), razmak koljena je 120°. Kod takvog stroja su inercijalne sile potpuno uravnotežene u ukupnom mehanizmu stroja. Za razliku od njih momenti tih sila nisu uravnoteženi. Kao referentni kut odabiremo kut koljena br. 2.

∑ = 0RF ( 2.149 )

=

−++

+=∑ 3

2coscos3

2cos 222 πϕωϕωπϕω rmrmrmF TrTrTrI

03

2coscos3

2cos2 =

−++

+= πϕϕπϕωrmTr ( 2.150 )

∑ = 0IIF ( 2.151 )

22 33

2sin2 ωπω rmarmaM RoRoR ==∑ ( 2.152 )

−⋅=

−−

+=∑ ϕπωπϕπϕω

2cos3

32cos

32cos 22 rmaaarmM TrTrI ( 2.153 )

−=

−−

+=∑ ϕπωλπϕπϕωλ 2

2cos3

342cos

342cos 22 rmaaarmM TrTrII (2.154 )

Iz gornjih jednadžbi je vidljivo da je moment centrifugalnih sila neovisan o kutu koljena ϕ. Vektor tog momenta stoji u smjeru suprotnom smjeru koljena br. 2 i rotira zajedno s koljenastim vratilom. Momenti inercijalnih sila translatornih masa stalno su okomiti na ravninu cilindara. Pravac duž kojega se protežu vektori tih momenata prolazi kroz težišnu ravninu i okomit je na ravninu cilindara. Maksimalna vrijednost momenta inercijalnih sila 1. reda od translatornih masa biti će kada se koljeno br. 2 nađe u položaju π/2 prije ili nakon GMT. U položjima koljena br. 2 u GMT i DMT, ovaj će moment biti jednak nuli. Momenti inercijalnih sila translatornih masa mogu se uravnotežiti samo djelomično, primjenom dodatnih protuutega. Momnt od centrifugalnih sila može se uravnotežiti pomoću dva protuutega koji su dodani na ramena vanjskih koljena i pomaknuti prema njihovim osima za 30° (vidi sliku 2.28 ), tj nalaze se u ravnini koja prolazi kroz os koljenastog vratila i okomitoj na ravninu koljena br. 2.

pRop rb

ramm 3= ( 2.155 )

Strojevi linijske izvedbe sa više od 4 cilindra Harmonici inercijalnih sila translatornih i rotirajućih masa 1. reda kod simetrično izvedenih koljenastih vratila uravnotežuju se u samom stroju, ukoliko su mase koljenastih mehanizama svih cilindara jednake, te ako je kut među koljenima jednak. Ako je koljenasto vratilo simetrično prema težišnoj ravnini, potpuno će se uravnotežiti i momenti inercijalnih sila 1. i 2. reda. Zbog toga je poželjno da koljenasto vratilo

Klipni strojevi 57

bude izvedeno simetrično prema težišnoj ravnini. Zaostali momenti su na taj način vrlo mali (vidi primjer 9 cilindričnog stroja). U tablici su prikazane neuravnotežene inercijalne sile i momenti za strojeve različitih izvedbi. 2.7.4 Strojevi sa rasporedom cilindara u V izvedbi Ovdje će biti govora samo o onim strojevima, kod kojih se ojnice cilindara jedne ravnine, okomite na os koljenastog vratila, vežu na zajedničko koljeno. Izvedba vezivanja može biti takva da se ojnice hvataju na koljeno jedna pored druge, da je jedna rascijepljena i druga cijela ojnica ili da je jedna ojnica glavna, a druga privješena. Inercijalne sile rotirajućih masa kod takvih strojeva su veće po jednom koljenu jer su koljena izvedena masivnije (radi čvrstoće) i na njih se veže više ojnica. Kod tih koljenastih vratila vrlo često se koriste protuutezi na svakom koljenu. Harmonici inercijalnih sila 1. reda kod V izvedbe Cilindre jednog reda označili smo sa A, a drugog reda sa B. Kut između ova dva reda cilindara je γ. Ravnine cilindara su simetrično nagnute prema vertikalnoj ravnini, tako da vertikalna simetrala raspolavlja kut γ na dvije polovice. Ako je koljeno otklonjeno za kut ϕ od vertikalnog položaja, trenutni kut za cilindre svakog od dva reda, računat u odnosu na GMT je:

Slika 2.29 Ukupne sile a) 1. reda i b) 2. reda za dva nasuprotna cilindra kod V izvedbe motora


2

2γϕϕ

γϕϕ

−=

+=

B

A

( 2.156 )

Oba vektora amplitude PI,A i PI,B rotiraju zajedno s koljenom, a njihove projekcije na osi cilindara iz A ravnine ili cilindara iz B ravnine predstavljaju komponente inercijalnih sila 1. reda:

−==

+==

2coscos

2coscos

2,,,

2,,,

γϕωϕ

γϕωϕ

rmPF

rmPF

BTrBBIBI

ATrAAIAI

( 2.157 )

Rezultanta ove dvije sile je sila FI koja čini kut α u odnosu na vertikalu. Za određivanje polarnog dijagrama promjene ove sile potrebno je odrediti FI i α. Postupak određivanja može biti grafički i analitički. Analitički se do rezultante može doći razlaganjem sila FI,A i FI,B na horizontalne i vertikalne komponente, kako bi se iz njihovih rezultanti odredila rezultirajuća sila FI i kut α.

−=

+=

2cos

2cos

2cos

2cos

2,,

2,,

γγϕω

γγϕω

rmF

rmF

BTrByI

ATrAyI

( 2.158 )

−=

+=

2sin

2cos

2sin

2cos

2,,

2,,

γγϕω

γγϕω

rmF

rmF

BTrBxI

ATrAxI

( 2.159 )

++

−

=+=

+−

−

=−=

2cos

2cos

2cos

2cos

2cos

2sin

,,2

,,,

,,2

,,,

γϕγϕγω

γϕγϕγω

ATrBTrAyIByIyI

ATrBTrAxIBxIxI

mmrFFF

mmrFFF ( 2.160 )

2,

2, yIxII FFF += ( 2.161 )

yI

xII F

F

,

,tan =α ( 2.162 )

Za mA= mB dobivamo (slika 2.30):

ϕγα

γϕγω

tan2

tantan

2sincoscos2

2

422

=

+=

I

TrI rmF ( 2.163 )

Klipni strojevi 59

Slika 2.30 Polarni dijagrami rezultanti sila a) 1. reda i b) 2. reda za dva nasuprotna cilindra V motora Pri kutu γ=90°, vektor FI ne mijenja svoju veličinu i okreće se zajedno s koljenom, tako da se u tom specijalnom slučaju inercijalna sila 1. reda može potpuno uravnotežiti protuutegom na koljenu (slika 2.31). Pri kutu od γ=60° i 120° može se izvršiti samo djelimično uravnoteženje primjenom protuutega za masu od 1/3 do 2/3 mTr , obično 1/2 mTr.

Slika 2.31 Primjena protuutega na koljenu za uravnoteženje centrifugalne sile koljena i inercijskih translacijskih sila 1. reda za dva nasuprotna cilindra V motora


Harmonici inercijalnih sila 2. reda kod V izvedbe Zbog toga što se ovdje kut koljena u odnosu na pripadnu GMT udvostručuje, dobivamo:

2

2γϕϕ

γϕϕ

−=

+=

B

A

( 2.164 )

( )( )γϕωλϕ

γϕωλϕ

−==

+==

2cos2cos

2cos2cos2

,,,

2,,,

rmPF

rmPF

BTrBBIIBII

ATrAAIIAII ( 2.165 )

( )

( )

−=

+=

2cos2cos

2cos2cos

2,,

2,,

γγϕωλ

γγϕωλ

rmF

rmF

BTrByII

ATrAyII

( 2.166 )

( )

( )

−=

+=

2sin2cos

2sin2cos

2,,

2,,

γγϕωλ

γγϕωλ

rmF

rmF

BTrBxII

ATrAxII

( 2.167 )

( ) ( )[ ]

( ) ( )[ ]γϕγϕγωλ

γϕγϕγωλ

++−

=+=

+−−

=−=

2cos2cos2

cos

2cos2cos2

sin

,,2

,,,

,,2

,,,

ATrBTrAyIIByIIyII

ATrBTrAxIIBxIIxII

mmrFFF

mmrFFF ( 2.168 )

2,

2, yIIxIIII FFF += ( 2.169 )

yII

xIIII F

F

,

,tan =α ( 2.170 )

Za mA= mB dobivamo:

γϕγωλ

γϕγωλ

cos2cos2

cos2

sin2sin2

sin2

2,

2,

=

=

rmF

rmF

TryII

TrxII

( 2.171 )

( ) ( )

ϕγγα

γγγγϕλω

2tantan2

tantan

cos1sincos2cos2cos2 222

=

−++=

II

TrII rmF ( 2.172 )

Klipni strojevi 61

Polarni dijagram rezultirajućih sila 1. i 2. reda, za različite kuteve γ, prikazani su na slici 2.30. Višecilindrični strojevi u V izvedbi Ovi se strojevi razlažu u pojedinačne redove cilindara (slika 2.32), a njihove se rezultirajuće sile i momenti prenose na V izvedbu cijelog stroja, kako je već ranije opisano za strojeve s linijskim rasporedom cilindara. Do rješenja možemo doći i tako da se na shemi koljenastog vratila ucrtaju polarni dijagrami sila 1. i 2. reda, s odgovarajućim položajima sila. Iz toga se može odrediti kakve su sile i momenti u težišnoj ravnini i kako ih možemo uravnotežiti. Od velike je prednosti ako se odabere da je kut ϕ≠0. 2.7.5 Boxer izvedba stroja Ova izvedba stroja pruža prednosti u vrlo dobrom uravnoteženju inercijalnih sila 1. i 2. reda (slika 2.33). Momenti 1. reda su potpuno uravnoteženi. Neuravnoteženi ostaju samo momenti 2. reda, čija je suma:

∑ == ϕωλϕ cos2cos2 2rmbPbM TrIIII ( 2.173 ) koja je ovisna o pomaku b, za koliko su smaknuta dva nasuprotna cilindra.

Slika 2.32 Sastavljanje prostornog sustava sila kod V motora s više cilindara


Slika 2.33 Prikaz sila i momenata za boxer motor s 4 cilindra a) zvjezde koljena 1. reda i 2. reda, b) izgled koljenastoga vratila s rasporedom cilindara,

c) suma momenata od inercijskih sila 2. reda


2.8 TORZIJSKE VIBRACIJE Torzijske vibracije očituju se kao oscilatorna zakretanja oko jedne osi. Njih pobuđuju periodičke ili vremenski slučajne promjene zakretnog momenta. Radi olakšanja proračuna stvarni sistem se zamjenjuje jednim lancem torzijskih oscilatora. On se naprimjer sastoji iz diskova s momentima inercije J1, J2 i J3, torzijskih opruga s krutošću k1 i k2 i prigušenja c12 i c23. Diskovi se uzimaju kao torzijski krute mase, a torzijske opruge se uzimaju kao da su bez mase. Momenti inercije stvarnih vratila se dodaju najbližim susjednim zamašnim masama, koje zamjenjujemo diskovima (slika 2.34).

Slika 2.34 a) Stvarni torzijski sustav i b) zamjenski torzijski sustav 2.8.1 Momenti inercije masa Moment inercije za rotaciju proizvoljnog tijela oko fiksne osi je:

∫ ⋅=⋅= 22 imdmrJ ( 2.174 )

Ako s G=m g označimo težinu tijela, a sa D=2i promjer inercije, tada je zamašni moment:

JgDG ⋅⋅=⋅ 42 ( 2.175 ) Uz J=mi2 može se moment inercije supstituirati koncentriranom masom m na radiusu i. Za proizvoljni radius ro, reducirana masa je:

2

=

ored r

imm ( 2.176 )

Poseban problem predstavlja određivanje momenta inercije za disk koji bi trebao zamijeniti koljenasti mehanizam zbog utjecaja položaja ojnice i translatornih masa. Za rutinsko izračunavanje srednje vrijednosti momenta inercije kod koljenastog mehanizma može se uzeti Frahm-ova formula, koja uzima u obzir puni iznos rotacione mase ojnice i polovicu translatornih masa:

2, 2

rm

mJJ TrojBKo ⋅

++= ( 2.177 )

gdje je JKo moment inercije koljena. Ako je oscilator okružen nekim medijem veće gustoće (na primjer

J1 J2 J3

k1, c12 k2, c23

Klipni strojevi 63

brodski vijak uronjen u vodu), tada je potrebno dodatno uzeti u obzir i zahvaćeni medij. Kod brodskih vijaka dodatak na moment inercije vijka u zraku iznosi 25% za slobodni vijak, 40% za vijak u sapnici i 50% za vijak u tunelu. Točnije vrijednosti možemo dobiti po formuli:

225

⋅

⋅

⋅=AA

DH

zDCJ a

mhρ

( 2.178 )

gdje je Cm≈0.02 faktor, ρ je gustoća vode, D promjer vijka, z broj krila, H/D srednji uspon vijka, a Aa/A je odnos površina (Aa je površina aksijalne projekcije kruga vijka, A=D2π/4). 2.8.2 Torzijska krutost Torzijska krutost u elastičnom području deformacije je:

ϕMk = ( 2.179 )

Kod slobodne torzije cilindričnog štapa kut deformacije je:

TJGLM

⋅⋅=ϕ ( 2.180 )

gdje je G modul smika, L dužina štapa i JT polarni moment inercije poprečnog presjeka štapa:

∫= dArJT2 ( 2.181 )

Uz Poissonov faktor υ=0 3, model smika je G=0 385 E. Za čelik je vrijednost modula smika G=7.9 104 N/mm2. Vrijednost modula smika G, kao i modula elastičnosti E smanjuje se povećanjem temperature. Za torzijsku krutost koljena koljenastog vratila koriste se empirijske formule, čiju točnost treba provjeriti eksperimentom od slučaja do slučaja provjerom vlastitih frekvencija, uporedbom rezultata proračuna i podataka mjerenja.

Slika 2.35 Zamjena dijela vratila s promjenama promjera s vratilom jednake krutosti i konstantnoga promjera

Vratilo s promjenljivim presjekom (vidi sliku 2.35) možemo zamijeniti glatkim vratilom jednake torzijske krutosti:


( )∑ ⋅=

i iT

i

JGL

k1

( 2.182 )

Uz proizvoljno odabranu osnovnu vrijednost (GJT)0 reducirana dužina vratila ekvivalentne torzijske krutosti je:

( )

( ) ( )∑ ⋅⋅⋅=

⋅=

i iT

iTred

T

red

JGL

JGL

JGL

k

0

0

1

( 2.183 )

Kod konstantne vrijednosti za G i kod kružnog presjeka, gdje smo s D0 označili referentni promjer, ekvivalentna dužina vratila je:

( )∑ −⋅

=i ii

ired dD

DLL 44

40 ( 2.184 )

2.8.3 Jednadžbe gibanja Jednadžbe gibanja pri torzijskim vibracijama izvode se iz jednadžbe momenta:

∑=⋅i

ii MdtdJ 2

2ϕ ( 2.185 )

gdje je Ji moment inercije i-tog diska, a d2ϕ/dt2 kružno ubrzanje i-tog diska, dok je na desnoj strani jednadžbe suma momenata koji djeluju na i-ti disk.

Slika 2.36 Shematski prikaz torzijskog sustava Ako smo s ci označili konstantu prigušenja za i-tu masu, s ci,i+1 konstantu prigušenja za torzijsku vezu između diska i i diska i+1, s ki krutost veze između diska i i diska i+1, a sa Mi(t) pobudni moment na i-tom disku, jednadžba gibanja glasi:

( )tfxKxCxM =⋅+′⋅+′′⋅ ( 2.186 ) Za sustav sa n=3 mase možemo napisati jednadžbu gibanja:

J1

J2

J3

b = c = koeficijent prigušenja

Klipni strojevi 65

( )( )( )

=

−−+−

−+

′′′

+−−++−

−++

′′′′′′

tMtMtM

kkkkkk

kk

cccccccc

ccc

JJ

J

3

2

1

3

2

1

22

2211

11

3

2

1

33,23,2

3,23,222,12,1

2,12,11

3

2

1

3

2

1

0

0

0

0

000000

ϕϕϕ

ϕϕϕ

ϕϕϕ

( 2.187 ) U jednom neprekinutom lancu torzijskog oscilatora s n torzijskih masa i-ta torzijska masa (disk) ima slijedeću jednadžbu gibanja:

( ) ( ) ( )tMkkkkcccccJ iiiiiiiiiiiiiiiiiiiiii =⋅−⋅++⋅−′⋅−′⋅+++′⋅−′′⋅ +−−−+++−−− 111111,1,,11,1 ϕϕϕϕϕϕϕ ( 2.188 ) Strojevi s koljenastim mehanizmom Zbog prisustva koljenastog mehanizma, jednadžbe gibanja nisu linearne jer translatorne mase djeluju kao periodički promjenljivi momenti inercije. U većini slučajeva smijemo linearizirati te nelinearne jednadžbe i raditi sa srednjim vrijednostima momenata inercije. Inercijalne sile translatornih masa djeluju kao vanjski pobudni moment na torzijski sistem. Torzijski oscilatori s prijenosima Često puta se unutar lanca torzijskog oscilatora kao sastavni dio nalazi i zupčani ili neki drugi prijenos (slika 2.37). Potrebno preračunavanje se vrši primjenom principa virtuelnih pomaka, što ćemo objasniti na primjeru jednog torzijskog oscilatora s dva zupčana prijenosnika. Takav sistem zamijeniti ćemo ekvivalentnim torzijskim oscilatorom bez prijenosa. S i1=-r2 /r1 i i2=-r'2/r'1 označili smo stupnjeve prijenosa. Momenti inercije za ekvivalentni sistem će biti:

( )

( )221

88

221

721

66

21

55

21

433

'

'

'

'

iiJ

J

iiJ

iJ

J

iJ

J

iJ

JJ

⋅=

⋅+=

=

+=

( 2.189 )

Ekvivalentne konstante prigušenja će biti:

( )221

721

66

21

55

21

433

'

'

'

iic

ic

c

ic

c

iccc

⋅+=

=

+=

( 2.190 )


( )

( )221

8,78,7

21

6,56,5

21

5,45,4

221

88

'

'

'

'

iic

c

ic

c

ic

c

iic

c

⋅=

=

=

⋅=

( 2.191 )

Slika 2.37 Torzijski sustav s prijenosnikom a) stvarni i b) zamjenski Θ = J = moment inercije, b = c = koeficijent prigušenja

Ekvivalentne krutosti veza su:

( )221

77

21

55

21

44

'

'

'

iik

k

ik

k

ikk

⋅=

=

=

( 2.192 )

Ekvivalentni pobudni momenti su:

Klipni strojevi 67

( )

( )21

88

21

7

1

66

1

55

1

433

'

'

'

'

iiM

M

iiM

iM

M

iM

M

iM

MM

⋅=

⋅+=

=

+=

( 2.193 )

Riješavanjem jednadžbi gibanja dobivamo kao rješenja za kuteve zakreta ϕ1, ϕ2, ϕ3, ϕ'5, ϕ'6 i ϕ'8. Sada se retrogradno mogu izračunati kutevi zakreta u stvarnom sistemu:

21

88

21

77

1

66

1

55

1

34

'

'

'

'

ii

ii

i

i

i

⋅=

⋅=

=

=

=

ϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

( 2.194 )

Sustav s razdvajanjem Kod sustava s razdvajanjem (slika 2.38) preporučuje se da se cijeli sistem svede na jedan lanac torzijskih oscilatora. Na mjestu razdvajanja mora se uzeti u obzir momente svakog ogranka, čime se ometa pojasni oblik matrica. Kod sistema prema slici, jednadžba gibanja sastoji se iz:

=

6

4

2

1

''

ϕϕϕϕ

x vektor pomaka ( 2.195 )

=

6

4

2

1

'0000'0000'0000

JJ

JJ

M matrica masa ( 2.196 )

gdje je:


1

22

1

21

'rri

rri

−=

−= ( 2.197 )

Slika 2.38 Torzijski sustav s razdvajanjem a) stvarni, b) zamjenski Θ = J = moment inercije, b = c = koeficijent prigušenja

22

66

21

44

22

521

322

'

'

'

iJ

J

iJ

J

iJ

iJ

JJ

=

=

++=

( 2.198 )

−−

−−−−

=

*66,5

*44,3

6,54,3*22,1

2,1*1

0'00'0''

00

cccc

cccccc

C matrica prigušenja ( 2.199 )

6,56*6

4,34*4

6,54,32,12*2

2,11*1

''

''

'''

ccc

ccc

ccccc

ccc

+=

+=

+++=

+=

( 2.200 )

22

521

322' i

cic

cc ++=

21

44' i

cc =

Klipni strojevi 69

22

66' i

cc = ( 2.201 )

22

6,56,5

21

4,34,3

'

'

ic

c

ic

c

=

=

−−

−−−−

=

55

33

53*21

11

'0'00''0

''00

kkkk

kkkkkk

K matrica krutosti ( 2.202 )

531*2

22

55

21

33

''

'

'

kkkkik

k

ik

k

++=

=

=

( 2.203 )

( )

=

6

4

2

1

''

ffff

tf vektor pobudnih sila ( 2.204 )

2

666

1

444

2

5

1

3222

11

''

''

'

iM

Mf

iM

Mf

iM

iM

MMf

Mf

==

==

++==

=

( 2.205 )

Rješavanjem jednadžbe gibanja dobivamo pomake ϕ1, ϕ2, ϕ'4 i ϕ'6. Iz dobivenih vrijednosti možemo izračunati kuteve zakreta za originalni sistem (sistem s račvanjem):

2

66

1

44

'

'

i

iϕϕ

ϕϕ

=

= ( 2.206 )


2.8.4 Vlastite vibracije Jednadžba gibanja za neprigušeni sistem torzijskog oscilatora je:

0xKxM =⋅+′′⋅ ( 2.207 ) Ova jednadžba ima opće rješenje u obliku:

( ) tYtXtx ωω sincos += ( 2.208 ) Za daljnji proračun dovoljno je da nađemo prvi član rješenja. Uz x (t) =X cosωt dobivamo: ( ) 0xMK =⋅⋅− 2ω ( 2.209 ) Vektor x je različit od nule samo ako je:

02 =⋅− MK ω ( 2.210 )

Rješenjem ove jednadžbe dobivaju se vlastite frekvencije ωk. Jedan neprekinuti lanac, kod kojega su oba kraja slobodna, s n masa ima n-1 različitih vlastitih frekvencija. Oscilatorni lanac koji je vezan s jedne ili s obje strane, s n masa, ima n vlastitih frekvencija. Supstitucijom vlastite frekvencije ωk u jednadžbu gibanja dobivamo k-ti vlastiti vektor:

( )T,,1 ,....., knkk ϕϕ=X ( 2.211 )

Komponente ϕi,k se svode na jedan zajednički faktor. Radi bolje uporedbe vlastiti se vektori normiraju, tako da se najveći otklon uzima kao vrijednost 1. Karakteristike vlastitih vibracija sistema su vlastita frekvencija i vlastiti oblik vibracija. Sustav s jednom masom Jednadžba gibanja je:

0=⋅+⋅ ϕϕ kJ && ( 2.212 ) uz opće rješenje:

( ) ( ) ( )ttt ee ωωϕ sincos Ψ+Φ= ( 2.213 ) Vlastita kružna frekvencija ωe i vlastita frekvencija fe sistema je:

πω

ω

2e

e

e

f

Jk

=

= ( 2.214 )

Klipni strojevi 71

Veličine amplituda kuta otklona Φ i Ψ ovise o početnim vrijednostima. Slobodni torzijski sistem s dvije mase Vlastita frekvencija takvog sistema je:

π221 J

kJk

f e

+= ( 2.215 )

a vlastiti vektor je:

1

2

2

1

JJ

−=ϕϕ

( 2.216 )

Slobodni torzioni sistem sa tri mase Ovakav sistem ima dvije vlastite frekvencije:

π22

22

2,1

BAA

f

+±

= ( 2.217 )

321

32121

3

2

2

21

1

1

4JJJJJJ

kkB

Jk

Jkk

Jk

A

⋅⋅++

⋅⋅=

++

+=

( 2.218 )

Vlastiti vektori takvog sistema su:

1

12

,1

,2 1kJ

kk

k ωϕϕ

−= ( 2.219 )

2

32

1

12

,1

,3

1

1

kJkJ

k

k

k

k

ω

ω

ϕϕ

−

−= ( 2.220 )

gdje je:

( ),...3,2,1 2 =⋅= kf kk πω ( 2.221 ) Vlastite frekvencije i vlastiti vektori sistema s više od tri mase računaju se primjenom elektroničkog


računala. Holzer-ov postupak za riješavanje vlastitih vibracija sistema Kod neprekinutog lanca slobodnog torzijskog oscilatora, jednadžbe gibanja glase: ( )

( )

( ) 0 ....

.... ....

0= 0=

211

33222

2111

22112

1

=Φ⋅⋅−+Φ⋅−

Φ⋅−Φ⋅⋅−++Φ⋅−

Φ⋅−Φ⋅−

−− nnnnn Jkk

kJkkkkJk

ω

ωω

( 2.222 )

Zbrajanjem redova u gornjoj jednadžbi dobivamo:

( ) 01

2 ==Φ⋅⋅∑=

ωω RJn

iii ( 2.223 )

Uvjet iz ove jednadžbe je ispunjen samo kada je ω=ωk (k=1,2,....n ). Za proizvoljni ω dobivamo R(ω)=0, gdje vrijednost R(ω) predstavlja amplitudu zaostalog momenta koji djeluje na masi n:

( ) ( ) ( )tRtM n ωω cos= ( 2.224 ) Do rješenja za vlastite vrijednosti dolazimo tako da mijenjamo ω i dobijamo promjenu za R(ω), pa metodama iteracijskog riješavanja tražimo rješenje koje će udovoljiti uvjet R(ω)=0. Ako kut Φi zamijenimo sa omjerom 1ΦΦ= iiv , te ako supstituiramo iJt ⋅= 2ω , tada dobivamo:

( ) ∑=

⋅=n

iii vtR

1ω ( 2.225 )

Riješavanjem za vi dobivamo:

∑−

= −−

⋅−=

1

1 11

i

m i

mmii k

ktvv ( 2.226 )

Pri R(ω)≠0, vi su pojedine amplitude koje su izazvane zaostalim momentom ( )M tn . Holzerov postupak pogodan je za proračun vlastitih vibracija drugih oscilacijskih sistema i prinudnih vibracija neprigušenih i prigušenih sistema. Često puta se koristi tzv. funkcija prenosa, za direktno dobivanje prinudnih vibracija sistema. Homogeni lanci oscilatora Lanci s jednakim masama i krutostima veza koje ih povezuju, nazivaju se homogeni. Na slici 2.39 su

Klipni strojevi 73

prikazane vlastite vibracije takvih lanaca s dvije do šest masa. Rezultati prikazani na slikama mogu se primjeniti za procjenu vlastitih vibracija nehomogenih lanaca.

Slika 2.39 Vlastite frekvencije i vlastiti oblici homogenih lanaca torzijskog sustava za različiti broj diskova (svi momenti inercije diskova i krutosti vratila su jednaki)

Na slici 2.39 je s fn označena referentna vlastita frekvencija sustava s više stupnjeva slobode po jednadžbi:

Jk

nfn

1= ( 2.227 )


2.8.5 Pobudni momenti kod klipnih strojeva POBUDE JEDNOG CILINDRA Sile tlaka radnog medija Tlak radnog medija u cilindru pc djeluje na površinu klipa silom:

kcp ApF ⋅= ( 2.228 ) Ova sila, prenesena preko ojnice, stvara na koljenu tangencijalnu silu:

( )

+≈+= ϕλϕ

ββϕ 2sin

2sin

cossin

, pppT FFF ( 2.229 )

gdje je lr=λ , a ϕ je kut koljena. Radi daljnjih proračuna, tangencijalnu silu razvijamo u Fourier- ov niz:

( )∑ ++= ϕϕ kBkAAF kkpT coscos0, ( 2.230 )

( )∫ ⋅=p

dFA pTp

ϕ

ϕϕϕ 0

,01

( 2.231 )

( )∫ ⋅⋅=p

dkFA pTp

k

ϕ

ϕϕϕϕ 0

, cos2 ( 2.232 )

( )∫ ⋅⋅=p

dkFB pTp

k

ϕ

ϕϕϕϕ 0

, sin2 ( 2.233 )

uz ϕ πp = 2 , k=1,2,3,.... kod dvotaktnog procesa i ϕ πp = 4 , k=1/2,1,3/2,2,.... kod četverotaktnog procesa, gdje je k red harmonika. Fourier ova jednadžba se još može pisati u obliku:

( )∑ ++= kkpT kCAF ψϕsin0, ( 2.234 )

22kkk BAC += ( 2.235 )

=

k

kk B

Aarctgψ ( 2.236 )

Inercijske sile Inercijske sile djeluju kao periodički promjenljive zamašne mase i time uzrokuju parametarski

Klipni strojevi 75

pobuđene vibracije. Primjenom linearizacije, one preuzimaju karakter vanjskih pobudnih sila. Pri konstantnoj kružnoj brzini ω, ubrzanje klipa je:

( )ϕλϕωϕλλϕλλϕω 2coscos...3cos...16

34

2cos...4

cos 2533

2 +≈

+

++−

+++= rrx&&

( 2.237 ) Sila inercije translatornih masa je:

xmFTr &&⋅−= ( 2.238 ) Razvojem tangencijalne sile od inercijalnih sila translatornih masa dobivamo:

( )β

βϕcos

sin,

+= TriT FF ( 2.239 )

( ) ,...3,2,1 sin2

, =⋅= ∑ kkDrmF kTiT ϕωϕ ( 2.240 )

...51215

164

53

1 +++= λλλD

...32322

64

2 −−−−= λλλD ( 2.241 )

...51281

329

43 53

3 −−−−= λλλD

STROJEVI S VIŠE CILINDARA Kod strojeva s više cilindara moraju se u datom trenutku uzeti u obzir sve trenutne vrijednosti tangencijalnih sila, koje su opet, u uvjetima stacionarnog rada stroja, jednake po svojoj promjeni za svaki cilindar. Sile tlaka radnog medija Kod i-tog cilindra, sile se mijenjaju ovisno o procesu u tom cilindru u funkciji kuta položaja koljena ϕi za taj cilindar, a kod četverotaktnog procesa treba poštivati i redoslijed paljenja. Za tangencijalnu silu i-tog cilindra vrijedi već ranije navedena jednadžba s Fourierovim nizom, samo uz korekciju: Ak → zamijeniti s: ikikk kBkAA ϕϕ sincos −=′ ( 2.242 ) Bk → zamijeniti s: ikikk kBkAB ϕϕ sincos +=′ ( 2.243 ) Inercijske sile Za i-ti cilindar kut razlike prema cilindru br. 1 je:


( ) ( )Ki

Cii γγγ −= ( 2.244 )

Ovdje je ( )C

iγ kut osi cilindra prema cilindru br. 1, a ( )Kiγ kut koljena obzirom na koljeno cilindra

br. 1. Tangencijalna sila za i-ti cilindar će biti:

( ) ( ) ,....3,2,1 cossin2, =+⋅= ∑ kkFkErmF kkTiT ϕϕωϕ ( 2.245 )

ikk kDE γcos=

ikk kDF γsin−= ( 2.246 ) Na taj se način mogu sve pobudne sile svih cilindara svesti na funkciju istog kuta ϕ, odnosno preko ϕ=ωt možemo ih sve vremenski povezati. 2.8.6 Posebni slučajevi pobude torzijskih sustava Jalovi teret kod generatora izmjenične struje Kod simetričnog opterećenja faza generatora izmjenične struje, moment kojim generator opterećuje pogonski stroj je konstantan. Jalovo opterećenje djeluje promjenljivim zakretnim momentom:

( ) tbaMM w ω2sin0 +⋅= ( 2.247 ) gdje je:

Ω⋅= IUM 0 prividni nazivni moment ( 2.248 )

Ω kružna brzina rotora ω kružna frekvencija električne struje a = 0 08 .... 0 15 odnos struja nazivna struja za protusmjer b = 0 02 odnos napon nazivni napon za protusmjer Jednofazni generator Zakretni moment jednofaznog generatora sastoji se iz srednje vrijednosti i oscilatornog dijela koji oscilira oko srednje vrijednosti može se prikazati jednadžbom:

( ) ( ) wsr MMtMtM +=+= ωϕ 2sincos0 ( 2.249 ) Ovdje smo sa cosϕ označili faktor snage, a ostale oznake su jednake ranijima. Kratki spoj na generatoru Pri kratkom spoju na generatoru nastaje promjenljivi zakretni moment, kod kojega je maksimalna

Klipni strojevi 77

vrijednost višekratnik nazivne vrijednosti momenta. Neposredno po nastanku kratkog spoja zakretni moment je:

tk

ttkk eMteteMM 321

2,1, 2sin21sin ϑϑϑ ωω −−− ⋅+

−= ( 2.250 )

gdje su Mk,1 i Mk,2 zakretni momenti ovisni o impendanciji i položaju faze u trenutku kratkog spoja. Veličine θ1, θ2 i θ3 predstavljaju koeficijente prigušenja. Za kontrolne proračune dovoljno je upotrebiti jednadžbu:

−

′′⋅

= ttxMc

Md

k ωω 2sin21sin0 ( 2.251 )

c = 1 za trofazne generatore

31=c za jednofazne generatore

x"d = 0.1 ... 0.3 udarna reaktanca kratkog spoja Brodski vijak Krilo brodskog vijka (propelera) tijekom jednog okretaja, zbog utjecaja krme broda, dolazi u područja različitih uvjeta strujanja. Zakretni moment brodskog vijka je prema tome, čak i pri konstantnoj brzini vrtnje promjenljiv, tako da ima srednju vrijednost i oscilatorni dio, koji oscilira oko srednje vrijednosti:

( ) ( )tMMtM wsr += ( 2.252 ) Oscilatorni dio momenta je periodički i kod z broja krila brodskog vijka osnovna frekvencija pobude je:

Ω= z0ω ( 2.253 ) 2.8.7 Prinudne vibracije pri harmonijskoj pobudi Za torzijski oscilator sa proizvoljnim brojem masa jednadžba gibanja je data ranije. Pri harmoničkoj pobudi je:

( ) ttt ωω sincos baf += ( 2.254 ) gdje su a i b vektori koeficijenata A i B Fourierovog niza za harmonike pobude. Kada je sistem dostigao ravnotežno stanje, odziv sistema na pobudu je:

( ) ttt ωω sincos dcx += ( 2.255 )


2.8.8 Prinudne vibracije i vibroizolacija Periodičke pobudne sile (moment na koljenu pojedinih cilindara, moment brodskog vijka na krmi broda itd.) uzrokuju torzijske oscilacije sistema. Da bi se mogle riješiti jednadžbe gibanja sistema za proizvoljnu periodičku pobudnu silu ili moment, potrebno je tu silu ili moment rastaviti u pojedine harmonijske komponente (harmonijska analiza), riješiti jednadžbe gibanja za svaki harmonik zasebno i nakon toga sumirati rješenja po harmonicima (harmonijska sinteza). Harmonijskom oscilacijom nazivamo sinusoidalno gibanje zadanom frekvencijom. Višekratnik frekvencije prema osnovnoj frekvenciji periodičke pobudne sile nazivamo redom harmonika. Redovi harmonika su redovito cijeli brojevi. Kod motora s unutarnjim izgaranjem kao osnovna frekvencija uzima se brzina vrtnje motora n [s-1]. Kod četverotaktnog motora, gdje proces traje dva okretaja koljenastog vratila, frekvencija osnovnog harmonika jednaka je polovici brzine vrtnje n/2 [s-1], tako da osnovni harmonik procesa predstavlja harmonik reda 0.5 (= 1/2). Redovi viših harmonika dobivaju se dijeljenjem reda harmonika s dva, obzirom na osnovnu periodu, da bi dobili red harmonika prema frekvenciji brzine vrtnje motora. Kod harmonijskih prinudnih vibracija razlikujemo područje gdje je frekvencija pobudne sile niža od vlastite frekvencije (podkritično područje), područje gdje su frekvencije jednake (rezonancija ili kritično područje) i područje gdje je frekvencija pobudne sile viša od vlastite frekvencije sistema (nadkritično područje). Područje rezonancije moramo izbjegavati jer u njemu dolazi do velikih otklona sistema i do velikih naprezanja u dijelovima. Kako sistemi torzijskih oscilatora motora s untarnjim izgaranjem i pogonjenih strojeva imaju više stupnjeva slobode gibanja, a time i veći broj različitih vlastitih frekvencija, potrebno je za svako postrojenje izraditi proračun torzijskih vibracija. Na temelju tog proračuna određuju se kritična područja rada u kojima pri dužem radu može doći do lomova zbog zamora materijala i viših naprezanja. Kod promjene brzine vrtnje motora, motor neminovno prolazi kroz pojedina kritična područja, no prolaz je brz, tako da ne može doći do značajnijeg povećavanja amplituda i naprezanja. Za sistem s jednim stupnjem slobode izložen prinudnim vibracijama dobili bi faktor pojačanja odziva (odnos amplitude pomaka pod djelovanjem prinudnih pobudnih sila prema statičkom pomaku za statičko djelovanje iste pobudne sile) kao:

( ) ( )222 21

1

ηη DV

+−= ( 2.256 )

0ωωη = ( 2.257 )

Jk=0ω frekvencija vlastitih vibracija, ( 2.258 )

fπω 2= frekvencija pobudne sile ( 2.259 )

00 ωωδ lbD == koeficjient relativnog prigušenja ( 2.260 )

Na slici su prikazane krivulje faktora pojačanja V za različite koeficijente relativnog prigušenja i za različit odnos frekvencije pobudnih sila prema vlastitoj frekvenciji sistema. Na slici 2.40 je označeno kritično područje. Iz dijagrama je vidljivo da je poželjno da se nalazimo u nadkritičnom području i da u sistemu imamo prigušenje.

Klipni strojevi 79

Ukoliko klipni stroj mora duže vrijeme raditi u kritičnom području, potrebni su zahvati u sistemu. Pomoću promjene pojedinih momenata inercije (dodavanjem zamašnjaka) ili promjenom krutosti nekih veza (dodavanjem elastične spojke), možemo promijeniti položaj kritičnih područja. Ukoliko takva područja ne možemo izbjeći, koristimo prigušivače torzijskih vibracija. Ovi prigušivači mogu biti:

• protuutezi u obliku njihala (Saracinovi protuutezi), • tarni prigušivači torzijskih vibracija, • viskozni prigušivači torzijskih vibracija, • prigušivači torzijskih vibracija s gumom.

Slika 2.40 Odziv sustava s jednim stupnjem slobode na prinudne vibracije 2.9 PRORAČUN ZAMAŠNJAKA Za djelimično ublažavanje utjecaja periodičkih promjena zakretnog momenta potrebna je dodatna zamašna masa, koja će omogućiti ravnomjerniju vrtnju klipnog stroja i pomoći stroju tijekom starta. Kada je moment pogonskog stroja veći od momenta potrebnog za pogon, dolazi do kružnog ubrzanja i povećanja brzine vrtnje vratila, dok se onda, kada je pogonski moment manji od potrebnog, smanjuje brzina vrtnje. Prilikom ubrzavanja rotacijskih masa viškom pogonskog momenta, njima se povećava kinetička energija, koju će predavati natrag sistemu tijekom usporavanja pri nedostatnom pogonskom momentu (slika 2.41). Mjera nejednolikosti brzine vrtnje je stupanj nejednolikosti δ:

( ) ( )minmax

minmax

minmax

minmaxminmax 22ωωωωδ

+−

=+−

=−

=nnnn

nnn

sr

( 2.261 )

nπω 2= ( 2.262 )


Iz najveće površine koju odsjeca linija srednjeg momenta na krivulji promjene momenta može se odrediti najveći iznos energije koju na sebe preuzima ili predaje zamašnjak (površina je prikazana šrafirano):

( )∫ ⋅−= ϕdMMW srTTz , ( 2.263 )

Energija koju preuzima zamašnjak jednaka je razlici kinetičkih energija pri ωmax i ωmin:

Slika 2.41 Promjena brzine vrtnje kao posljedica razlike momenta motora i pogonjenog stroja Da bi se ta razlika kinetičke energije pohranila u zamašnjaku potreban je moment inercije zamašnjaka Jz:

( ) 2442 432 srsr

zz DsbdDbWJ ⋅⋅⋅≈−⋅== ρπρπ

δω ( 2.264 )

ρ gustoća materijala zamašnjaka b debljina ploče zamašnjaka D/d vanjski/unutarnji promjer zamašnjaka

Klipni strojevi 81

Vrsta pogona Vrijednost δ Vozila 1/50 .... 1/300 Električni generatori 1/300 Radionički strojevi 1/40 .... 1/50 Klipne pumpe 1/20 .... 1/30 Brodski vijak 1/20

Moment inercije zamašnjaka za motor s unutarnjim izgaranjem može se približno izračunati prema jednadžbi:

[ ] [ ] [ ]1-23 min ,kW mkg nP

nPkJ z ⋅⋅

⋅≈δ

( 2.265 )

Vrijednosti faktora k ( )10 kg m kW min6 2 3⋅ ⋅

/ date su u slijedećoj tablici:

Broj cilindara 1 2 3 4 5 6 7 8 Dvotaktni motor 7.14 3.26 1.36 0.612 0.236 0.139 Četverotaktni motor 17.3 7.14 4.25 0.912 1.63 0.544 0.728 0.493

Kod točnog proračuna potrebnog momenta inercije zamašnjaka potrebno je u obzir uzeti i momente inercije ostalih rotirajućih masa (koljenasto vratilo, remenice, zupčanici itd.), tako da je u jednadžbi dat potrebni ukupni moment inercije zamašnjaka.

Kompresori 83

3 KOMPRESORI

3.1 NAČIN RADA KOMPRESORA, VRSTE I PRIMJENA Puhala i kompresori povećavaju tlak plinovitom mediju u jednom ili više stupnjeva i izvode se kao klipni ili fluidodinamički strojevi. Klipni kompresor povećava tlak radnog medija tako da mu smanjuje volumen i time povećava tlak. Sredstvo za takvu kompresiju je klip sa svojim naizmjeničnim gibanjem, rotirajući potiskivač ili pužni vijak, ovisno o izvedbi kompresora. Područja primjene Klipni kompresori se koriste za relativno male kapacitete do ~200m3/h s kompresijom na tlakove do ~2500 bar (npr. u petrokemiji pri sintezi polietilena). Radni medij mogu biti: • zrak, • gorivi plinovi (zemni plin, gradski plin, koksni plin itd.), • industrijski plinovi (kisik, dušik, acetilen itd.), • rashladni mediji za frižidere (amonijak, sumporni dioksid, freon, frigen itd.), • smjese plinova za kemijsku industriju, • vodena para. Kompresore prema tlaku dijelimo na: • puhala, do 2 bar, • kompresori, do 50 bar, • visokotlačni kompresori, do 500 bar, • kompresori za najviše tlakove, preko 500 bar. Posebne izvedbe koje spadaju u red kompresora su vakuumpumpe, kojima postižemo tlakove do 0.00013 bar pri evakuaciji zatvorenih volumena. Tome moramo još pribrojiti cirkulacijske kompresore za potrebe plinovoda, koji rade pri visokim tlakovima, a sami vrše vrlo malu dodatnu kompresiju da bi se pokrili gubici strujanja u plinovodu. 3.2 JEDNOSTEPENA KOMPRESIJA 3.2.1 Tlakovi i temperature Kompresor 3 (vidi sliku 3.1) siše radni medij iz usisnog spremnika 1, odnosno iz atmosfere i tlači ga u tlačni spremnik 2 ili u međuhladnjak, s tlakovima po stupnjevima p1 i p2 i temperaturama ta i tf. Ove veličine služe za termodinamske proračune. Usisni tlak u cilindru p'1 i tlak na kraju kompresije p"2 su polazne veličine za određivanje sila u koljenastom mehanizmu. Ostale veličine stanja radnog medija u cilindru označene su prema točkama dijagrama. Od točke 1 do točke 2 (slika 3.3) imamo kompresiju, od točke 2 do točke 3 istiskivanje, od 3 do 4 ekspanziju zaostalog radnog medija i od 4 do 1 usis u cilindar. Omjer tlakova na stupnju kompresora označavamo sa:


1

2

pp

=ψ idealno

( 3.1 )

1

2

pp

′′′

=′ψ stvarno potrebno

Omjer tlakova na stupnju (slika 3.1) određuje porast tlaka i temperature, a prema tome mehaničko i termičko opterećenje kompresora. Omjer tlakova na stupnju iznosi maksimalno ψ = 8...10. Više vrijednosti važe samo za kratkotrajni rad, pošto povišene temperature dijelova kompresora dovode do smanjenja usisane mase radnog medija. Maksimalna temperatura kod kompresora zraka smije biti do 200 °C, kako bi se spriječila mogućnost eksplozije para ulja. Konstanta c =1.1 ... 1.25 uzima u obzir pad tlaka u cjevovodu, u kanalima i na ventilima kompresora.

Slika 3.1 Shematski prikaz kompresora s jednim stupnjem 3.2.2 Štetni prostor Kompresijski volumen kompresora (volumen radnog prostora kada je klip u položaju GMT) naziva se štetni prostor ili štetni volumen. U tom volumenu zaostaje jedan dio komprimiranog radnog medija, koji će ekspandirati tijekom hoda klipa od GMT prema DMT i tako smanjiti dio hoda klipa tijekom kojega će se vršiti usis u cilindar. Time se umanjuje kapacitet kompresora. Štetni prostor ne možemo izbjeći jer treba zadržati određenu zračnost između cilindarske glave i klipa, kada je on u položaju GMT. Isto tako moramo ostaviti dio prostora za smještaj ventila kompresora. Veličinu štetnog prostora prikazujemo sa ε0 :

Kompresor

Tlačni spremnik

Usisni spremnik

Mjerenje protoka

Mjerenje protoka

Kompresori 85

s

c

VV

=0ε ( 3.2 )

Veličina ε0 će se povećavati s povećanjem tlaka na kraju kompresije, tj. sa gustoćom ρ i padom tlaka pri strujanju. Da bi se umanjili gubici pri strujanju ograničava se brzina strujanja na ventilima i umanjuju se i štetni prostor i ε0. Uobičajene su vrijednosti: ε0 = 0.05 ... 0.06 kompresor s koncentričnim ventilima ε0 = 0.06 ... 0.10 kompresor sa ventilima u cilindarskoj glavi ε0 = 0.08 ... 0.12 kompresor sa ventilima po obodu Nakon zatvaranja tlačnog ventila, u štetnom prostoru zaostaje masa:

3

203 TR

pVVm s

cr ερ == , ( 3.3 )

sc VV 0ε= , ( 3.4 )

3

23 TR

p=ρ ( 3.5 )

3.2.3 Volumeni i mase Volumeni Mjerenjem možemo odrediti volumene usisa Va i tlačne volumene Vf pri stanju usisa p1, ta i stanju na tlačnoj strani p2, tf. Ove se dvije veličine jako razlikuju, dok se odgovarajuće mase ma i mf razlikuju samo za zanemarive gubitke propuštanja. Kako je usisni volumen (slika 3.2) osnova za izvedbu, za njegovo jednoznačno određivanje utvrđeno je prema DIN propisima normno stanje: DIN 1343 p0 = 1.0133 bar, t0 = 0 °C DIN 1945 p0 = 0.981 bar, t0 = 20 °C Gustoća pri normnom stanju je:

0

0

0

00 TR

pTpM

=ℜ

=ξ

ρ ( 3.6 )

gdje je M molna masa, ℜ = 8315 J/(kmol K) univerzalna plinska konstanta, a ξ faktor kompresibilnosti (odstupanje realnog plina od jednadžbe idealnog plina). Po dogovoru moguća su i drugačija normna stanja. Plinska konstanta za zrak je R = 287.1 J/(kg K). Molarna masa za zrak je M = 28.96 kg/kmol. Preračunavanje s normnog stanja na stanje usisa, vrši se pri uvjetima očuvanja mase:

00 ρρ VVm aa == ( 3.7 )


gdje se indeks 0 odnosi na normno stanje, a indeks a na stvarno stanje usisa. Primjenom jednadžbe stanja idealnog plina dobivamo:

0

00

00 Tp

TpVVV

a

a

aa ==

ρρ

( 3.8 )

Kada vlažne plinove svodimo na normno stanje u suhom stanju s relativnom vlagom ϕ i tlakom zasićenja ps, volumen na usisu pri temperaturi usisa ta je:

01

00 T

Tpp

pVV a

sa ϕ−

= ( 3.9 )

Usisni volumen, a time i dimenzije cilindra smanjuju se pri konstantnom normnom volumenu s povećanjem tlaka usisa p1 i smanjenjem temperature usisa ta uz smanjenje vrijednosti za ϕ i ps. Preračunavanje tlačnog i usisnog volumena na normno stanje vrši se po slijedećim jednadžbama:

f

af

a

sfaf T

Tpp

VVV1

2, ==

ρρ

tlačni volumen sveden na stanje usisa

( 3.10 )

1

0

1

20, T

Tpp

VV ff = tlačni volumen sveden na normno stanje

Usisni protok 5% ,, ±= nVV afaf

& garantira proizvođač. Stapajni volumen, koji se još naziva i teorijski volumen dobave, određuje konstrukciju stroja.

Slika 3.2 Utjecaj omjera temperatura i tlakova, te stupnja propuštanja λD na omjer usisanog i normalnog volumena

Kompresori 87

Mase Ovdje ćemo govoriti o teorijskoj (mth), usisanoj (ma) i istisnutoj masi (mf). Ove mase stoje u slijedećem odnosu: mth > ma > mf ( 3.11 ) Teorijska masa, koja služi za usporedbu, je masa koja bi ispunila stapajni volumen pri stanju pred usisom:

Hath Vm ρ= , ( 3.12 )

sH VzV = ( 3.13 ) Usisana masa ma je manja za dio zaostale mase koja je ekspandirala, kao i zbog zagrijavanja na stijenkama. Istisnuta masa mf je od usisane mase manja za gubitke propuštanja. 3.2.4 Volumetrijski stupanj djelovanja Kompresor istiskuje masu afaf Vm ,ρ= , koja je samo dio od teorijske mase mth. Razlog tome su utjecaj štetnog prostora, zagrijavanje radnog medija na stijenkama, gubici strujanja i gubici propuštanja. Volumetrijski stupanj djelovanja je:

s

af

H

af

th

fpv Vz

VVV

mm ,, ==== λη ( 3.14 )

Za točnije istraživanje ukupnih gubitaka:

( ) HpafH VVVV λ−=−=∆ 1, ( 3.15 )

gzp λλλ = , uz 1=Dλ ( 3.16 ) volumetrijski stupanj djelovanja (ili stupanj punjenja) se dijeli na utjecaje stupnja dobave, stupnja zahvaćanja i stupnja propuštanja. Stupanj dobave Stupanj dobave predstavlja omjer indiciranog ili dijagramskog volumena VD (slika 3.3a) prema stapajnom volumenu cilindra:

s

DD V

V=λ ( 3.17 )


Volumen VD odgovara udaljenosti između presjeka krivulje ekspanzije i krivulje kompresije s horizontalom za tlak p1. Stupanj punjenja obuhvaća gubitke strujanja i utjecaj ekspanzije zaostalog radnog medija u štetnom prostoru:

( ) sDDsRp VVVV λ−=−≈∆ 1 ( 3.18 )

Slika 3.3 Kompresor s jednim stupnjem a) p-V dijagram, b) dopunjavanje, c) protok kroz kompresor

Kompresori 89

Gubici strujanja Gubici strujanja su 11 pppR ′−=∆ uvjetuju smanjenje volumena za ( ) sR VV 03.0....01.0=∆ u normalnim uvjetima, te prema tome predstavljaju zanemarivu vrijednost. Smanjenjem protočnih presjeka (npr. kod zaprljanja filtera) gubici strujanja se značajno povećavaju. Promjene tlaka zbog inercije radnog medija nastaju samo kod vrlo dugih cjevovoda. Ovisno o ubrzanju klipa, pri otvaranju usisnog ventila javlja se nešto viši tlak, a pri kraju usisa nešto niži tlak (slika 3.3b). Volumen VD odgovara udaljenosti presjecišta produžetaka krivulje ekspanzije i krivulje kompresije s linijom usisnog tlaka p1, pri čemu je on veći od stapajnog volumena, tj. λD >1, tj. dolazi do naknadnog dopunjavanja. Pri tome nastaju oscilacije tlaka uz gubitke energije. Gubici ekspanzije zaostalog radnog medija Radni medij, zaostao u štetnom prostoru, ekspandira uz zanemarivanje gubitaka trenja od točke 3 do točke 4, od p2, Vs do p1, V4. Uz srednju vrijednost eksponenta politrope n sama ekspanzija će teći po politropi uz gubitke ∆VRt na ekspanziji:

nnc VpVp 412 = ( 3.19 )

( )11 11

1

24 −=

−

=−=∆ n

c

n

ccRt Vpp

VVVV ψ ( 3.20 )

n = 1.2 .... 1.3 za dvoatomne plinove pri brzini vrtnje < 200 min-1 n = 1.25 .... 1.35 za dvoatomne plinove pri brzini vrtnje > 200 min-1 Kod realnih plinova, koji odstupaju od jednadžbe idealnog plina treba umjesto ψ 1/n uvrstiti

41

3 ξψξ n , pri čemu se odstupanja odnose na točke 3 i 4. Ovdje smo s ξ označili faktor kompresibilnosti. Stupanj dobave iznosi uz RtsD VVV −≈ i jednadžbe (3.8) i (3.9):

( )1111 10

1

1

20 −−=

−

−≈ n

n

D pp ψεελ ( 3.21 )

Stupanj dobave se smanjuje s povećanjem volumena štetnog prostora Vc, zbog utjecaja ekspanzije zaostalog radnog medija. Kod velikih kompresora se za regulaciju dobave koriste štetni prostori s mogućnosti regulacije volumena. Kod dvotaktnih motora s kompresijom radnog medija u prostoru koljenastog vratila, taj se prostor pravi čim manji uz čim bolje popunjavanje volumena dijelovima mehanizma. Veličina štetnog prostora jednako tako utječe na maksimalno moguće povećanje tlaka na stupnju kompresora. Graničnu veličinu stupnja povećanja tlaka dobiti ćemo za granični slučaj kada je dobava kompresora jednaka nuli, tj. kada je stupanj dobave jednak nuli:


( )110 10 −−== n

D ψελ ( 3.22 )

101

0 =− εψε n ( 3.23 )

nn

+=

+= 111

00

0max εε

εψ ( 3.24 )

Primjer: za n = 1.30 i ε0 = 0.08:

5.29108.01 30.1

max =

+=ψ ( 3.25 )

Slika 3.4 Utjecaj promjene tlaka (a) i promjene štetnog volumena (b) na dobavu kompresora, c) dijagram Stupanj zahvaćanja Stupanj zahvaćanja predstavlja omjer stvarno usisanog volumena Va po cilindru prema dijagramskom volumenu VD :

λ ρρz

a

D

a

th

VV

= = ( 3.26 )

Kompresori 91

Stupanj zahvaćanja služi za određivanje gubitka na usisanom volumenu zbog zagrijavanja radnog medija na stijenkama kompresora pri usisu:

( ) DzA VV λ−=∆ 1 ( 3.27 ) Radni medij se zagrijava na stijenkama cilindra i usisnog kanala i dijelom od zaostalog radnog medija u cilindru. Kako temperature zaostalih plinova i temperature stijenke rastu s povećanjem krajnjeg tlaka kompresije, povećavaju se gubici na volumenu i smanjuje se stupanj zahvaćanja. To se dešava i kod povećanja koeficijenta termičkog širenja plina i pri smanjenju promjera cilindra jer je omjer volumena prema površini koja ga oplakuje nepovoljniji. Pri zagrijavanju povećava se temperatura usisa Ta radnog medija na T1, tako da u cilindar staje još samo masa:

1

11

TRVp

TRVp

m D

a

aa ≈= ( 3.28 )

Iz gornje jednadžbe dobivamo:

1TT

VV a

D

az ≈=λ ( 3.29 )

Druga kvalitativna jednadžba ukazuje na utjecaj temperature na kraju usisa. Povišenje temperature za 10K uzrokuje smanjenje stupnja zahvaćanja za 3%.

Slika 3.5 Stupanj zagrijavanja u ovisnosti o omjeru tlakova a) za dvoatomne plinove, b) za troatomne plinove

Stupanj propuštanja Omjer istisnutog prema usisanom volumenu je stupanj propuštanja λg:


a

afg V

V ,=λ ( 3.30 )

Do razlike ova dva volumena dolazi zbog propuštanja na mjestima brtvljenja radnog prostora stroja (najčešće je to propuštanje na klipnim prstenovima, ventilima i brtvama stapajice). Smanjenjem brzine vrtnje radni medij ima više vremena za istrujavanje na mjestima propuštanja. Jednako tako veća razlika tlaka pogoduje većem propuštanju. Pri početnim proračunima za konstrukciju stroja polazimo od toga da je stupanj propuštanja λg =1, pošto je propuštanje kod novog stroja zanemarivo. Stupanj propuštanja služi prvenstveno zato da utvrdimo mjesta propuštanja kod stroja koji se duže vremena nalazi u eksploataciji. Gubici propuštanja su:

( ) agpr VV λ−=∆ 1 ( 3.31 ) Ukupni gubici Volumetrijski stupanj djelovanja ili stupanj punjenja λp dobivamo iz istisnutog protoka pri z cilindara stroja:

gzDs

af

H

D

D

a

a

af

H

afp Vz

VVVz

VzV

VV

VV

λλλλ ==== ,,,

&

&

&

&

&

&

&

& ( 3.32 )

Ukupni gubitak na volumenu je:

( ) Hpp VV λ−=∆ 1 ( 3.33 ) Kod štetnih volumena sa ε0 >0.1, volumetrijski stupanj djelovanja ima najveći utjecaj. 3.2.5 Radni proces Promjena stanja radnog medija, a time i izmjena energije ovisni su o hodu klipa i o hlađenju. Iz p- V dijagrama mogu se odrediti mehanički radovi, a iz T-s dijagrama mogu se odrediti topline izmjenjene u procesu. Prijenos promjene u p-V dijagramu u T-s dijagram Snimljenom indikatorskom dijagramu (slika 3.6) najprije se odredi položaj koordinatnih osi pomoću mjerila za tlak i mjerila za volumen. Nakon toga se za odabrane točke zatvorenog p-V dijagrama očitavaju tlak i volumen. Pomoću poznate mase izračunava se specifični volumen mVv = . Iz tlaka i volumena izračunava se temperatura i traži njeno presjecište s izobarom za dati tlak, kako bi se odredio položaj točke u T-s dijagramu. Tijekom kompresije i ekspanzije masa u cilindru se ne mijenja. Tijekom usisa i istiskivanja, masa radnog medija se mijenja. Masa tijekom ekspanzije je masa zaostalih plinova u štetnom prostoru mr, a masa tijekom kompresije je ukupna masa u točki 1, tj. ma + mr. Usisana masa se može izračunati iz kapaciteta kompresora:

Kompresori 93

nzm

m aa

&= ( 3.34 )

gdje je n brzina vrtnje, a z broj cilindara.

Slika 3.6 a) p-V i b) T-s dijagrami za kompresor s jednim stupnjem Promjene stanja Usis Točka 5 na slici 3.6 predstavlja stanje usisa p1, t1. Za vrijeme otvaranja usisnog ventila između točaka 4 i 1 miješaju se zaostala masa mr u štetnom prostoru i usisana masa ma i zagrijavaju na stijenkama uz tlak p'1. Pošto se masa u cilindru stalno mijenja, usis se može svesti na 1 kg radnog medija, kako bi se mogla dobiti promjena u T-s dijagramu, što je zbog toga prikazano točkasto. Kompresija Ukupna masa u cilindru ma + mr se komprimira od točke 1 do točke 2 u zabrtvljenom radnom prostoru, sa stanja p1, t1 na stanje p2, t2. Krivulja kompresije u T-s dijagramu teče najprije udesno, a zatim skreće uljevo. Pri temperaturi TA tangenta na krivulju kompresije je okomita, tako da u toj točki imamo izentropsku kompresiju. Ukoliko je T<TA, temperatura radnog medija je niža od temperature stijenke i medij se zagrijava na toplijoj stijenci. Kada je T >TA, temperatura radnog medija je viša od temperature stijenke i radni medij odaje toplinu stijenci. Kako su ovi prijelazi topline tijekom kratkotrajne kompresije vrlo mali, kompresija se odvija skoro adijabatski od točke 1 do točke 2, tj. s velikim odstupanjem od kompresije kakvu si priželjkujemo, a to je izotermna kompresija od 5 do 5'. Istiskivanje Između točaka 2 i 3 masa ma radnog medija se istiskuje iz cilindra pri konstantnom tlaku p2, a temperatura se smanjuje od T2 na T3. Radni medij je još uvijek topliji od stijenke. On se u tlačnom vodu


miješa s ranije istisnutim radnim medijem i hladi. Na kraju procesa istiskivanja dostignuta je točka 3, s temperaturom T3. Kako se masa radnog medija u cilindru tijekom istiskivanja stalno mijenja, proces istiskivanja prikazan je u T-s dijagramu točkasto. Ekspanzija zaostalog radnog medija Masa mr zaostalog radnog medija u štetnom prostoru ekspandira pri zatvorenim ventilima između točaka 3 i 4, sa stanja p3, t3 na stanje p4, t4. Pri tome se stalno smanjuju tlak i temperatura, pri čemu temperatura t4 ne dostiže temperaturu usisa ta. U T-s dijagramu krivulja ekspanzije ide najprije uljevo, da bi zatim pri temperaturi TB (okomita tangenta, izentropska promjena) skrenula udesno. Kada je T >TB temperatura radnog medija je viša od temperature stijenke, radni medij predaje toplinu stijenkama i hladi se. Kada je T <TB radni medij je hladniji od temperature stijenke i on se zagrijava na stijenkama. Jaka zakrivljenost krivulje ekspanzije ukazuje na intenzivnu izmjenu topline sa zaostale mase u malom volumenu radnog prostora s relativno velikom površinom stijenki obzirom na volumen. Od posebne je važnosti vrijednost eksponenta politrope za ekspanziju po jednadžbi politrope:

nnc VpVp 412 = ( 3.35 )

Eksponent politrope može se odrediti iz jednadžbe:

( )( )14

12

loglog

VVpp

n = ( 3.36 )

Eksponent politrope se tijekom ekspanzije stalno mijenja zbog različitog prijelaza topline i stalno se smanjuje. Energije Površine u T-s dijagramu (slika 3.6) odgovaraju toplinama koje su izmjenjene s okolišem po jedinici mase. Kako radove možemo predstaviti jednako kao topline, oni su također predstavljeni površinama u T-s dijagramu. Mjerilo za toplinu je MQ = MT Ms. Pri ovom razmatranju zanemarili smo efekte trenja u radnom mediju. Topline S mr označiti ćemo zaostalu masu, s ma usisanu masu, a s Po označiti ćemo površinu. Usisana masa ma uzima na sebe toplinu predstavljenu površinom Po a-1-5-e-a tijekom usisa, tijekom kompresije izmjenjuje toplinu Po a-1-2-b-a, tijekom istiskivaja toplinu Po b-2-3-c-b i pri hlađenju na temperaturu okoliša izmjenjuje toplinu Po c-3-5"-e"-c. Pošto su površine Po a2-1"-5"-e"-a" i Po a-1-5-e-a jednake, dobivamo ukupno izmjenjenu toplinu:

( )aaa

Qa

qmQMq

−=

−= 1"-a"-a-2-1-a Po ( 3.37 )

Zaostala masa mr razlikuje se po toplini od usisane mase za toplinu pri usisu Po a-1-4-d-a i za razliku sadrži toplinu izmjenjenu pri ekspanziji Po c-3-4-d-c. Uz pretpostavku da je Po a"-1"-4"-d"-a" jednaka Po a-1-4-d-a, ukupno izmjenjena toplina je:

Kompresori 95

( )rar

Qr

qmQMq

−=

−= 1-4-3-2-1 Po ( 3.38 )

Indicirani rad je jednak toplini:

( )rraai qmqmQ +−= ( 3.39 ) Radovi Za kompresiju i ekspanziju ćemo usvojiti da su Po a"-1"-4"-d"-a" i Po a-1-4-d-a jednake. Specifični rad kompresije i ekspanzije (po jedinici mase) će biti:

1"-a"-a-2-1-a Po, Mw Ki =

4"-d"-d-3-4-d Po, Mw Ei = Višak rada za kompresiju zaostale mase radnog medija je:

1-4-3-2-1 Po,, Mwww EiKiR =−=∆ Indicirani rad za jedan proces (uz wi,K = - qa i wi,E = - qr) je:

( ) iRrKiaEirKirai QwmwmwmwmmW −=∆+=−+= ,,, ( 3.40 ) Time što je radni medij nakon kompresije ponovno dostigao temperaturu okoliša, toplinu, koju smo radnom mediju doveli kao mehanički rad, moramo odvesti u hladnjaku. Dovedeni rad je veći nego da je kompresija tekla izotermno od 5 do 5", pošto se radni medij tijekom kompresije nije mogao odgovarajuće ohladiti da bi postigli izotermnu kompresiju. 3.2.6 Snage i stupnjevi djelovanja Kod kompresora razlikujemo snagu na spojci, indiciranu snagu i snagu teorijskog stroja. Razlika se pravi da bi se mogli utvrditi stupnjevi djelovanja. Izotermna snaga snaga teorijskog stroja Idealni kompresor komprimira suhi radni medij s protokom mf od stanja p1, ta na tlak p2. Izotermna snaga i maseni protok su uz jednadžbu (3.5) :

faa

afa

sf

isfis

VTRp

VTR

pm

wmP

&&&

&

1,

1 ≈−

=

=

ρϕ ( 3.41 )


U gornjim jednadžbama je R plinska konstanta, ϕ relativna vlaga, ps tlak zasićenja, wis specifični rad izoterme. Vlaga je od značaja samo kod malih tlakova p1 i kod visokih temperatura usisa ta. Kod viših tlakova usisa možemo je zanemariti. Za radni medij, koji kondenzira pri izotermnoj kompresiji (npr. amonijak, propan, butan), izentropa se može promatrati kao idealni proces sa snagom:

( )12 hhmP fit −= & ( 3.42 ) gdje su h1 i h2 entalpije na početku i kraju izotermne promjene. Idealni plinovi Kod izotermne promjene su mehanički i tehnički rad jednaki (slika 3.7):

=

1

211 ln

pp

vpwis ( 3.43 )

Uz jednadžbe:

f

faf m

Vv

&

&= ( 3.44 )

afaf TRmVp && =,1 ( 3.45 ) dobivamo sređivanjem:

=

=

1

2

1

2,1 lnln

pp

TRmpp

VpP afafis && ( 3.46 )

Povišenjem temperature za 3K pri temperaturi Ta = 300 K povećava se izotermna snaga za 1%, a time i sve ostale snage. Realni plinovi Specifični rad (slika 3.7) može se prikazati u h-s i log p-h dijagramu kao dužina, a u p-V i T-s dijagramu kao površina. Ukoliko su nam poznata samo odstupanja tlaka i volumena idealnog plina (indeks id) obzirom na realni plin, tada je promjena volumena:

( ) ididid vvvv 1−=−=∆ ξξ ( 3.47 ) Uz uvjet:

11,11 vpvp id = ( 3.48 ) dobivamo dodatni specifični rad zbog realnog plina:

Kompresori 97

−−−=−=∆=∆ ∫∫∫∫122

1

2

1 bar 1bar 1,11,11

111 pp

id

p

pid

p

pis dp

pdp

pvpdp

pvpdpvw ξξξ

( 3.49 )

( ) ( )[ ]12,11 BBvpw idis −=∆ ( 3.50 )

Slika 3.7 Rad realnog plina a, b, c) izotermni rad, d, e, f) izentropski rad Dijagrami a) p-V, b,d) T-s, c,e) h-s, f) logp-h

Slika 3.8 Određivanje značajke B za izotermnu kompresiju


Za tabeliranje značajke B integral je podijeljen u dva dijela, od kojih svaki počinje kod tlaka p1 = 1 bar. Na slici 3.8 prikazano je grafičko određivanje značajke B. Vrijednost značajke B predstavlja površina između krivulje p = f(vid) i krivulje p =f(ξ vid) koje su crtane za specifični polazni volumen v1 =1 m3/kg, pošto je tada vrijednost od p1v1,id jednaka jedinici. Izotermna snaga je:

( ) ( ) ( )P m w w p Vpp

B Bis f is is f a= + =

+ −

& & ln,∆ 12

12 1 ( 3.51 )

Vrijednosti za B uzimaju se iz dijagrama u prilogu. Indicirana snaga Po definiciji za srednji indicirani tlak, indicirana snaga kompresora je:

ZRisHisri PPPVnpP ++== , ( 3.52 ) gdje je Pis snaga idealnog stroja, PR snaga trenja radnog medija i PZ snaga gubitaka zbog prijelaza topline u cilindru. Snaga trenja PR po svom radu odgovara šrafiranoj površini na slici 3.6a između linija tlaka p1 i p'1 , kao i p"2 i p'2. U praznom hodu kompresora, kada je 0, == isaf PV& i ZRi PPP += , možemo izravno mjeriti gubitke. Efektivna snaga Efektivnu snagu mjerimo na spojci kompresora. Mjerenje možemo izvršiti mjerenjem momenta pomoću tenzometrijskih traka i brzine vrtnje. Ako je pogon elektromotorom, onda efektivnu snagu dobivamo mjerenjem snage elektromotora i oduzimanjem dijela snage za gubitke elektromotora. Ako je poznat moment Md na spojci i brzina vrtnje n, efektivna snaga je:

RTide PPMnP +== π2 ( 3.53 ) gdje je Pi indicirana snaga, a PRT je snaga mehaničkih gubitaka, koja ovisi o brzini vrtnje i opterećenju kompresora. Prema uobičajenim normama, proizvođač kompresora garantira efektivnu snagu uz odstupanje ± 5%. Snaga pogonskog elektromotora se odabire za 10....15% veća, da bi se pokrila eventualna odstupanja napona električne mreže i gubici na usisu kompresora.

Slika 3.9 a) Shema kompresora s jednim stupnjem slobode, b) bilanca energije

Kompresori 99

Bilansa energije Kompresoru dovodimo na spojci efektivnu snagu Pe (slika 3.9). Dio dovedene snage se troši za svladavanje mehaničkih gubitaka, PRT. Preostala predana snaga radnom mediju Pi troši se dijelom na gubitke u cilindru PZ i gubitke trenja u cjevovodu PR, tako da je ostatak snage Pis, koji radni medij odnosi sa sobom. U cilindru se odvodi toplinski tok &QZ , a u hladnjaku &QK . Ove se topline odvode tako što smo komprimirani medij ohladili na temperaturu usisa. Snaga mehaničkih gubitaka PRT predana je dijelom kao toplina ulju za podmazivanje. Preostali dio toplinskog toka &QR obuhvaća sve ostale gubitke, kao što su gubitak topline zračenjem na okoliš itd. Izotermni stupanj djelovanja Izotermni stupanj djelovanja uspoređuje izotermnu snagu Pis s indiciranom, odnosno efektivnom snagom (Pi ili Pe). Indicirani i efektivni izotermni stupnjevi djelovanja su:

miise

i

i

is

e

iseis

i

isiis

PP

PP

PPPP

ηηη

η

,,

,

===

= ( 3.54 )

Ovdje smo s:

e

im P

P=η ( 3.55 )

označili mehanički stupanj djelovanja. Efektivni stupanj djelovanja služi kao iskustvena vrijednost, kako bi se iz izotermne snage mogla izračunati efektivna snaga. Efektivni stupanj djelovanja ovisi o konstrukciji kompresora, hlađenju radnog medija i gubicima strujanja. Njegova maksimalna vrijednost je ηis,e= 0.6...0.7 pri omjeru tlakova ψ = 3....4. Ukupni gubici su pri tome:

( ) ( ) eeeisRTRZV PPPPPP 4.0....3.01 , ≈−=++=∆ η ( 3.56 ) Izentropski stupanj djelovanja Kod radnih medija koji tijekom kompresije kondenziraju, za usporedbu se koristi izentropska snaga Pit. Indicirani i efektivni izentropski stupnjevi djelovanja su:

miite

i

i

it

e

iteit

i

itiit

PP

PP

PPPP

ηηη

η

,,

,

===

= ( 3.57 )

Izentropski stupanj djelovanja je veći od izotermnog stupnja djelovanja.


3.3 KOMPRESIJA U VIŠE STUPNJEVA S krajnjim tlakom kompresije raste temperatura radnog medija, dovedena snaga, sile u mehanizmu i habanje dijelova, uz istovremeno smanjenje kapaciteta kompresora. Pritom postoji i granica iza koje dolazi do eksplozije smjese para ulja za podmazivanje i zraka. Dopuštena temperatura na koju komprimiramo zrak iznosi 200 °C (kod jednostepenih kompresora). Da bi se otklonili svi ti problemi, radni medij komprimiramo u više stupnjeva (maksimalno 7) uz hlađenje radnog medija među stupnjevima. Ti se hladnjaci nazivaju i međuhladnjaci. Ekonomični omjer tlakova na jednom stupnju se kreće u području ψ = 3....8. 3.3.1 Tlakovi i temperature Omjer tlakova na stupnju i ukupni omjer tlakova Ako stupnjeve kompresora označimo rimskim brojevima, te ako ulaz i izlaz iz k-tog stupnja označimo indeksima k i k+1, pri čemu se posljednji odnosi na stanje iza međuhladnjaka, tada za stupanj ili cijeli kompresor sa i stupnjeva imamo:

k

kk p

p 1+=ψ ( 3.58 )

ikuk ψψψψψψ ..........321= ( 3.59 )

1

111

2

3

1

2 ...........p

pp

pp

ppp

pp i

i

i

k

ki

+++ ==ψ ( 3.60 )

Ukoliko uzmemo da su omjeri tlakova po stupnju uzajamno jednaki, tj. ψ =ψk = konst, tada je:

1

1'p

piuk

+==ψψ ( 3.61 )

ψlog

log1

1

=

+

pp

i

i

( 3.61 )

i i

pp

1

1+=ψ ( 3.62 )

Kompresori 101

Tlakovi u cilindru Pri usisu i istiskivanju, na k-tom stupnju kompresora, tlakovi su p'k i p"k+1. Oni se razlikuju od tlakova na stupnju pk i pk+1 za pad tlaka gubitaka strujanja radnog medija. Mjerenje ovih gubitaka vrši se za cilindar i međuhladnjak pri istiskivanju iz k-1 stupnja i usisu u k-ti stupanj:

kkR ppp ′−′′=∆2 (od izlaza iz k-1 stupnja do usisa u k-ti stupanj) ( 3.63 )

kkR ppp −′′=∆ ( 3.64 )

Rkk ppp ∆−=′ ( 3.65 ) Omjer tlakova na stupnju

k

k

k

kk p

pc

pp 11 ++ =

′′′

=′ψ (stvarni omjer tlakova) ( 3.66 )

c = 1.05 ... 1.25 U proračunu treba kod 1. stupnja uzeti:

( ) 11 98.0....86.0 pp =′ ( 3.67 ) a ostale vrijednosti su:

12 pp ′′=′′ ψ ( 3.68 )

12 pp ψ= ( 3.69 )

22 pppR −′′=∆ ( 3.70 )

Rppp ∆−=′ 22 ( 3.71 ) Temperature Kao usisna tempratura ta,k za k-ti stupanj uzima se temperatura iza međuhladnjaka. Ulazna temperatura za 1 stupanj kompresora ta,1 se uzima kao:

( )20...151, += aa tt °C vodom hlađeni kompresori ( 3.72 )

( )30...251, += aa tt °C zrakom hlađeni kompresori ( 3.73 ) kako bi hladnjaci bili ekonomični i kako se nebi trošila prevelika snaga za pogon ventilatora, odnosno preveliki protok rashladne vode.


Slika 3.10 Kompresija u dva stupnja a) shema povezivanja, b) shema izvedbe, c) p-V dijagram, d) T-s dijagram

3.3.2 Kapacitet i snaga Kapacitet i volumen Maseni protok &mf ili volumni protok &Vf mogu se bez osobitih problema mjeriti iza međuhladnjaka, odnosno tlačnog spremnika. Za mjerenje masenog protoka na usisu &ma i volumnog protoka &Va potrebno je, radi umirivanja pulzacija strujanja, uporabiti poseban spremnik. Potrebni volumen stroja, odnosno njegovih cilindara, može se odrediti iz:

nVV&

= ( 3.74 )

Kompresori 103

gdje je n brzina vrtnje. Za određivanje volumena po stupnjevima polazi se od normnog volumena V0 i od pretpostavke da nema propuštanja u cilindrima, tj. uz Vf,a = Va,k po jednadžbi stanja idealnog plina:

p

kakH

k

kaka

VV

TpTp

VV

λ,

,

0

,00,

=

= ( 3.75 )

Volumen se smanjuje s povećanjem tlaka pk i sniženjem temperature usisa ta,k. Izotermna snaga Iz volumenskog protoka & , ,Vf a k radnog medija iza međuhladnjaka i stanja na usisu u stupanj pk, Ta,k izotermna snaga za k-ti stupanj je:

∑=

=i

kkkkafis pVP

1,, lnψ& ( 3.76 )

Ako su omjeri tlaka po stupnjevima jednaki i ako je usisna temperatura na svim stupnjevima jednaka, tj. Ta,k =Ta,2 , osim Ta,1, i uz pretpostavku da nemamo propuštanja radnog medija dobivamo:

1,

2,1,12,2,

a

affkfk T

TVpVpVp &&& == ( 3.77 )

( ) ψln111,

2,1,,1

−+=

a

aafis T

TiVpP & ( 3.78 )

S povećanjem temperature Ta,2 kod nedovoljnog hlađenja u međuhladnjaku, povećava se potrebna snaga, a prema jednadžbi (3.75) i površina klipa, a time i sile u koljenastom mehanizmu. Efektivna snaga Iz jednadžbe (3.23) slijedi:

PP P

eis

is e

is

is i m= =

η η η, , ( 3.79 )

Stupnjevi djelovanja su iskustvene vrijednosti i mijenjaju se od proizvođača do proizvođača kompresora (vidi sliku 3.11). Smanjenje indiciranog izotermnog stupnja djelovanja ηis,i s povećanjem broja stupnjeva prouzročeno je porastom temperatura u kompresoru (toplije stijenke itd.).


Slika 3.11 Izvedbe kompresora s više stupnjeva kompresije i – broj stupnjeva, a) dobava i izotermni stupanj djelovanja, b) dopušteni omjer tlakova po stupnju

3.4 IZVEDBE KOMPRESORA Uobičajene izvedbe kompresora kao klipnih strojeva, obzirom na raspored cilindara, prikazane su u 2. poglavlju. Kod višestepenih kompresora, sa smanjenjem njihovog stapajnog volumena, s međuhladnjacima i spojnim cjevovodima, kod viših tlakova se postavljaju mnogi problemi u konstrukciji, tako da je njihovo rješavanje rezultiralo u različitim izvedbama s posebnim oblicima klipa i rasporedom stupnjeva.

Kompresori 105

3.4.1 Osnove konstrukcije Izvedbe klipova Razlikujemo klipove i stapove s glatkim plaštom i stupnjevite klipove s različitim promjerima plašta na jednom klipu. Prvi se koriste kod cilindara u kojima je smješten samo jedan stupanj, dok se posljednji koriste u cilindrima u kojima je udruženo više stupnjeva kompresije. Stapovi sa stapajicom koriste se kod dvoradnih strojeva, tako da je radni medij s obje strane stapa. Sile u polužju su relativno male. Sile se preko stapajice i križne glave prenose na ojnicu i koljenasto vratilo. Primjena klipova omogućuje kompaktnu izvedbu stroja, manjih dimenzija nego kod primjene stapova. Zbog manjih masa u gibanju, klipovi mogu raditi kod većih brzina vrtnje. U čelu klipa mogu biti smješteni usisni ventili, koji traže veliku protočnu površinu i omogućuju izvedbu vrlo malih štetnih prostora. Stupnjeviti klipovi s paketima klipnih prstenova izvode se za maksimalno pet stupnjeva kompresije objedinjenih u jednom cilindru. Oni mogu biti spojeni bilo na stapajicu, bilo na ojnicu. Njihovom primjenom štedi se na broju koljenastih mehanizama, međutim iziskuju složene izvedbe cilindara, otežanu montažu i uzrokuju zbog svojih velikih masa velike inercijalne sile, kao i velike štetne prostore. Podjela stupnjeva Pri podjeli stupnjeva možemo se rukovoditi po nekoliko kriterija: 1 Jednake sile u polužju pri gibanju klipa u jednom ili u suprotnom smjeru. Na taj način i koljenasti

mehanizam može biti manji. 2 Pri istiskivanju jednog stupnja mora slijedeći stupanj biti u usisu, kako nebi došlo do nakupljanja

mase i kompresije u međuhladnjacima. 3 Čim manje razlike tlaka među susjednim prostorima, kako bi se izbjegla potreba za brtvljenjem. 4 Manji promjeri cilindra kod viših stupnjeva, kako bi se zadržao isti hod klipa i kako bi sile u polužju

bile manje, a time i trenje u mehanizmu. Zahtjevima pod brojem 1 i 2 može se konstrukcijski udovoljiti kada je stroj izveden s cilindrima u više redova i kada je broj cilindara u nasuprotnim redovima jednak. Zahtjevima pod brojevima 3 i 4 možemo udovoljiti kod linijske izvedbe rasporeda cilindara. U praksi se mora naći kompromis, s prvenstvenim poštivanjem zahtjeva u točkama 1 i 2 Jednake sile u polužju mehanizma moguće je ostvariti tako da se uključuju posebni cilindri bez ventila koji su spojeni na tlačni vod k-tog stupnja. Prvi nulti stupanj A0 je tada spojen na usisni vod (vidi sliku 12.d). 3.4.2 Razdioba stupnjeva Uobičajene izvedbe rasporeda cilindara su V, W i bokser izvedbe. Kompresori s glatkim klipovima imaju do 8 cilindara i najviše 4 stupnja kompresije, zbog poteškoća u brtvljenju i izjednačavanju sila u mehanizmu. Maksimalna brzina vrtnje od 2000 min-1 uvjetovana je izvedbom usisnih i tlačnih pretlačnih ventila.


Slika 3.12 Izvedbe kompresora a) s jednim stupnjem, b) do h) s više stupnjeva kompresije

Kompresori sa stapovima i stapnim mehanizmom rade sa brzinama vrtnje do 750 min-1. Oni se koriste za višestepene kompresore s višim brojem stupnjeva zbog prednosti u primjeni stapajice i njenom dobrom brtvljenju, kao i višim stupnjevima djelovanja (male brzine strujanja). Zračno hlađenje se koristi samo kod manjih kompresora do stapajnog volumena od 5 l/cilindru. Za veće stapajne volumene koristi se hlađenje kompresora vodom. Kod većeg broja stupnjeva kompresije, međuhladnjaci iziskuju mnogo mjesta, tako da se obično smještaju ispod strojarnice u podrumu ispod kompresora. Kod L i ⊥ rasporeda cilindara međuhladnjaci se mogu smjestiti u prostor između redova cilindara. Kompresori sa stupnjevitim klipovima se često označavaju prema broju koljena na koljenastom vratilu.

Kompresori 107

Jednostepeni kompresor Raspored cilindara kod jednostepenih kompresora, hlađenih zrakom, je obično u V ili W izvedbi, s klipovima, za kapacitete do 2 m3/min i tlakove do 7 bar. Oštru konkurenciju čine im rotacijski i vijčani kompresori. Područja primjene su u napajanju komprimiranim zrakom u malim pogonima, za građevinske radove (s dizelmotornim pogonom) i za transport praškastih materijala u silosima i kod vozila. Kompresori za rashladne uređaje izvode se u W izvedbi (do 5 redova cilindara), s ukupno do 10 cilindara (2 koljena na koljenastom vratilu), za tlakove do 15 bara (slika 3.12a) . Dvostepeni kompresor Ovdje se radi o izvedbama s glatkim i stupnjevitim klipovima i stapovima, čak i u izvedbama s križnom glavom, s rasporedom cilindara u V, W, L i bokser, rijetko u linijskoj izvedbi. Koriste se uglavnom za kompresiju zraka na tlakove do 30 bara. Kod stupnjevitih klipova, 1. stupanj kompresije može biti u prstenastom prostoru (slika 3.12c), tako da su ispunjeni su zahtjevi u točkama 3 i 4. Ukoliko je u tom prostoru smješten 2. stupanj (slika 3.12b), ispunjeni su zahtjevi u točkama 1 i 2. Ako kod linijskog rasporeda cilindara zamijenimo prostor 1. stupnja prostorom A0 (slika 3.12e), dobivamo jednake cilindre. Kod velikih strojeva s križnom glavom (slika 3.12d), 2. stupanj je na donjoj strani stapa, gdje se lako može izvesti brtvljenje na stapajici. Stupnjeviti klipovi sastoje se, radi smanjenja mase, iz dvije uske ploče montirane na zajedničkoj stapajici. Prostor između ta dva stapa (prostor A0) služi za uravnoteženje vršnih tlakova. Kompresori s rasporedom cilindara u V i W izvedbi karakteriziraju se kompaktnom konstrukcijom. Inercijske sile 1. reda se uravnotežuju protuutezima. Uobičajena je izvedba prikazana na slici 3.12f, s klipovima različite veličine, ali jednake mase, zatim izvedba na slici 3.12g s jednakim stepenastim klipovima i malim silama u mehanizmu i izvedba prema slici 3.12h, koja prikazuje W izvedbu, kod koje je moguće zadržati jednake klipove samo za određeni omjer tlakova. Izvedbe prema slici 3.12f, g i h imaju najveće kapacitete od ~ 2, 3 i 8 m3/min pri brzinama vrtnje od 1500 min-1. Niže srednje brzine klipa i manji stapaji kod većih protoka omogućuju smještaj ventila veće površine. Serije kod jednostepenih i dvostepenih kompresora pojednostavnjuju proizvodnju i opskrbu rezervnim dijelovima. Tako su kod kompresora sa rasporedom cilindara u liniji (slika 3.12e) uzajamno izmjenjivi klipovi i poklopci cilindara, kod V i W izvedbi (slike 3.12f i h) dodatno su izmjenjivi cilindri 2. stupnja. Trostepeni kompresor Trostepeni kompresori (slika 3.13) koriste se za omjere tlakova do 40 ... 200. Jednostavni stupnjeviti klipovi (slika 3.13a) ne ispunjavaju zahtjev točke 1, u 3. stupnju nisu ispunjeni zahtjevi točke 3, a u 2. stupnju zahtjevi točke 4. Dvoradni klip 1. stupnja (slika 3.13b) umanjuje sile u polužju, a primjenom križne glave olakšano je brtvljenje 2. stupnja. Najpovoljnija je izvedba s rasporedom cilindara u ⊥ (slika 3.13c). Ovdje je za zadovoljavanje zahtjeva iz točke 2 potreban pomak koljena za 90°.


Slika 3.13 Izvedbe kompresora s tri stupnja kompresije Kompresori s četiri do sedam stupnjeva Na slici 3.14 prikazani su kompresori s četiri ili više stupnjeva. Kod velikih protoka aksijalni kompresori zamjenjuju početne dvoradne stupnjeve kompresora. Na taj se način smanjuju mase, povećava se brzina vrtnje i smanjuju se dimenzije kompresora. Kod stupnjevitih klipova četverostepenog kompresora (slika 3.14a) s A0 prostorom za udovoljavanje zahtjeva točke 1, nisu ispunjeni uvjeti samo po točki 2 kod 2. i 3. stupnja, odnosno po točki 3 kod 4. stupnja. Ovakva izvedba zbog toga predstavlja optimum kompromisa. Četverostepeni kompresor sa L izvedbom (slika 3.14b) koristi jednoradne stunjevite klipove u ležećim i u stojećim cilindrima. Pomoću puffer prostora A0 ispunjen je zahtjev točke 1, a ostali su stupnjevi tako raspoređeni, da se brtvljenje obavlja prema najmanjim razlikama tlaka. Zahtjeve po točki 3 ne može se ispuniti u 3. i 4. stupnju, dok je zahtjev po točki 2 ispunjen samo kod kuta od 90°. Na slici 3.14c prikazan je šesterostepeni kompresor. S dvoradnim 1. i 2. stupnjem, ovaj kompresor ima dva geometrijski jednaka stupnjevita klipa. Linijski raspored cilindara se, ovisno o mjestu za montažu, može izvesti sa stojećim ili ležećim cilindrima. Oba cilindra se mogu postaviti u bokser rasporedu cilindara.

Kompresori 109

Slika 3.14 Izvedbe kompresora s četiri stupnja kompresije 3.5 KONSTRUKCIJA I POGONSKE KARAKTERISTIKE 3.5.1 Konstrukcija Konstrukcijom je utvrđena izvedba, broj stupnjeva, dimenzije cilindra, sile u polužju i pogon kompresora. Za proračun je potrebno poznavati radne karakteristike: kapacitet, stanje usisa, vrstu radnog medija i potrebnu snaga. Izvedba Izvedba kompresora je osim po pogonskim karakteristikama, određena serijama proizvođača. Vrsta radnog medija utječe na izbor materijala i oblikovanje dijelova u kontaktu sa radnim medijem, posebno brtvi i klipnih prstenova, o čemu ovisi i sigurnost rada stroja. Pored uobičajenih izvedbi (slika 3.12) ima vrlo mnogo različitih specijalnih izvedbi, kao što su npr. hermetski zatvorene izvedbe


kompresora za rashladne uređaje. Srednja brzina klipa je cs = 2 ... 8 m/s, pri čemu se manje vrijednosti usvajaju za veće strojeve. Ako kompresor za dati stupanj kompresije ima z cilindara, promjer cilindra je:

πzA

D kk 2= ( 3.80 )

Stapaj možemo odrediti iz usvojene srednje brzine klipa:

nc

s s

2= ( 3.81 )

Izračunati promjer klipa treba zaokružiti prema dimenzijama klipnih prstenova (npr. prema DIN 24910). Iako su moguće brzine vrtnje i iznad 3000 min-1, zbog trajnosti ventila u praksi se ne prelazi iznad brzina vrtnje od 2000 min-1. Dimenzije cilindara Preporuke se kod izbora dimenzija cilindra mogu dati samo u širokim okvirima, zbog velikog mnoštva izvedbi. Uz konstantni omjer tlakova na stupnju, u rasponu ψ =3 ... 6 i prema ukupnom omjeru tlakova za cijeli kompresor može se odrediti broj stupnjeva kompresije. Dopuštene vrijednosti prikazane su na slici 3.11b. Tlak po stupnjevima je:

11 pp k

k−=ψ usisni tlak u k-ti stupanj

( 3.82 )

11 pp ii ψ=+ tlak na zadnjem stupnju

Ako je stapajni volumen pri normnom stanju jednak V0, uz zanemarivanje svih propuštanja, volumenski protok, odn. kapacitet na usisu u k-ti stupanj je:

0

,00, Tp

TpVV

k

kaka

&& = ( 3.83 )

Za usisnu temperaturu uzima se:

( )25...101,, += aka tt °C ( 3.84 ) Uz stupanj dobave λD i stupanj zahvaćanja λZ dobivamo:

kZkD

kakH

VV

,,

,, λλ

&& = ( 3.85 )

Kompresori 111

Za jedan stupanj kompresije sa svim pripadnim cilindrima mora biti zadržan maseni protok, tako da je:

nVnsAV kHkkH ,, ==& ( 3.86 ) Uz cs = 2 s n dobivamo ukupnu površinu klipa za dati stupanj kompresije:

s

kHkHk c

Vns

VA ,, 2 &&

== ( 3.87 )

Sile u mehanizmu Za površinu klipa Ak uz tlakove radnog medija u cilindru p"k+1 i p'k sile u mehanizmu su p"k+1Ak i p'kAk tijekom hoda istiskivanja, odnosno hoda usisa. Ovdje moramo uzeti još i utjecaj atmosferskog tlaka pa na stapajicu ili na donju stranu klipa. Ukoliko sile za vrijeme hoda klipa u jednom smjeru nisu jednake silama pri hodu klipa u suprotnu stranu, njihova razlika treba biti čim manja. Manje razlike uklanjaju se podešavanjem razlika tlakova, a veće razlike primjenom mrtvih prostora tzv. puffer prostora 3.5.2 Pogonske karakteristike Radne karakteristike se prikazuju u različitim dijagramima, u ovisnosti o jednoj ili više varijabli. Osnovne karakteristike predstavljaju kapacitet kompresora volumenski protok, (sveden na normno stanje), kao i izotermna i efektivna snaga kompresora, sve u funkciji omjera tlaka za cijeli kompresor. Iz dijagrama se mogu odrediti slijedeće veličine:

Hpaf VV && λ=, kapacitet kompresora sveden na stanje usisa ( 3.88 )

=

1

2,1 ln

pp

VpP afis& izotermna snaga kompresora ( 3.89 )

gise PPP ∆+= efektivna snaga za pogon kompresora ( 3.90 )

RTZRg PPPP ++=∆ gubici na snazi ( 3.91 )

gdje je PR gubitak zbog trenja strujanja, PZ je gubitak u cilindru, a PRT su mehanički gubici. Kao nezavisna varijabla prema kojoj se vrši prikazivanje dijagrama najčešće se koristi izlazni tlak p2 ili brzina vrtnje n. Krivulje se odnose na jedan stupanj. Ako se koriste za ukupni kompresor, najveći utjecaj promjene izlaznog tlaka je na posljednjem stupnju.


Slika 3.15 a) Dobava i b) snaga kompresora s dva cilindra u V izvedbi s jednim stupnjem s promjerom cilindra 100 mm i stapajem 60 mm koji dobavlja pri brzini vrtnje 1500 min-1

pri različitom tlaku dobave Utjecaj povećanja tlaka kompresije Kod povećanja krajnjeg tlaka kompresije i konstantne brzine vrtnje (slika 3.15) vrijedi slijedeće: teorijski protok &VH je konstantan (pri konstantnoj brzini vrtnje n) dok se stvarni protok & ,Vf a smanjuje za gubitke u dobavi:

Kompresori 113

Slika 3.16 a) Dobava i b) snaga kompresora s dva cilindra u V izvedbi s jednim stupnjem s promjerom cilindra 100 mm i stapajem 60 mm koji dobavlja na tlak od 8 bar

pri promjenljivoj brzini vrtnje

afH VVV ,&&& −=∆ ( 3.92 )

Razlog tome je jaki utjecaj povećanja zaostale mase u štetnom prostoru i njene veće ekspanzije, kao i veće grijanje stroja zbog viših tlakova kompresije.


Izotermna snaga Pis (slika 3.15b) raste teorijski po logaritamskoj krivulji (crtkano), dok se u stvarnosti zbog smanjenja kapaciteta kompresora, ona smanjuje. Efektivna snaga Pe raste, pošto gubici:

RTZRg PPPP ++=∆ ( 3.93 ) jako rastu izvan područja minimuma pri položaju maksimuma za izotermnu snagu Pis. Efektivni stupanj djelovanja ηis,e ima maksimum 0.47 pri tlaku 5 bara. Specifična efektivna snaga po jedinici kapaciteta P Ve f a

&, naglo raste s približno 6 na 10.3 kW/(m3 min).

Utjecaj povećanja brzine vrtnje Ako pri konstantnom izlaznom tlaku povećavamo brzinu vrtnje kompresora (slika 3.16) teorijski kapacitet &V V nH H= će rasti linearno, dok je porast stvarnog kapaciteta manji zbog povećanja gubitaka strujanja i većeg zagrijavanja radnog medija na stijenkama pri većim brzinama strujanja (veće su vrijednosti koeficijenta prelaza topline). Time se smanjuje i vrijednost stupnja punjenja λp. Izotermna snaga raste počev od nule, teorijski ona raste linearno (crtkana krivulja), dok u stvarnosti ona raste nešto sporije, zbog sporijeg rasta stvarnog kapaciteta & ,Vf a . Promjena efektivne snage neznatno odstupa od pravca. Izotermni efektivni stupanj djelovanja ηis,e smanjuje se vrlo sporo. Specifična snaga P Ve f a

&, raste također vrlo sporo. Shodno tome i pogonski moment Md ostaje skoro

konstantan, što je općepoznata karakteristika pogona kompresora (tzv. "kompresorska karakteristika"). Za približne proračune može se uzeti da su kapacitet &

,Vf a i efektivna snaga Pe proporcionalni brzini vrtnje, a da je pogonski moment Md konstantan.

Slika 3.16 Utjecaj podjele omjera tlakova po stupnjevima za kompresor s dva stupnja kompresije (tlak p1 = 1 bar)

Kompresori 115

Utjecaj omjera tlakova U dvostepenom kompresoru (slika 3.17), što je veći tlak p2, zbog gubitaka strujanja u međuhladnjaku, to je manji krajnji tlak kompresije p3. Ako smo s p1 označili tlak usisa, tada je omjer tlakova:

1

21 p

p=ψ ( 3.94 )

11

3

2

32 p

ppp

ψψ == ( 3.95 )

211

3 ψψψ ==pp

uk ( 3.96 )

Kako je p1 otprilike konstantan, ψuk je linearno proporcionalan krajnjem tlaku kompresije p3. Za prikazanu izvedbu se uzima ψ1 =ψ2 = 3, pa je prema tome ψuk = 9.

Slika 3.18 Polje karakteristika za jedan kompresor s jednim stupnjem kompresije Dijagrami karakteristika Dijagrami karakteristika (slika 3.18) prikazuje karakteristike rada kompresora u vrlo širokom području i daju podatke za promjene kapaciteta & ,Vf a , efektivnu snagu Pe i efektivni izotermni stupanj djelovanja ηis,e pri tlaku kompresije p2 i brzini vrtnje n. Izbor stroja vrši se tako da se izabere za najveći kapacitet koji se traži od kompresora, dok će se svi manji kapaciteti podesiti sustavom regulacije kompresora.


U dijagramu karakteristika (slika 3.18) prikazane su krivulje konstantnog kapaciteta &,Vf a .

Kapacitet raste s brzinom vrtnje i smanjuje se s povećanjem tlaka p2, zbog utjecaja štetnog prostora i propuštanja. Da bi zadržali isti kapacitet kod višeg tlaka potrebno je povećati brzinu vrtnje. Veće odstupanje krivulja konstantnog kapaciteta od vertikale ukazuje na veći utjecaj gubitaka propuštanja na promjenu kapaciteta. Krivulje konstantne snage ukazuju da se snaga povećava s povećanjem tlaka i s povećanjem brzine vrtnje. Ako držimo konstantnu snagu kompresora, povećanjem brzine vrtnje opada krajnji tlak kompresije. Ako želimo postići viši tlak, uz konstantnu efektivnu snagu, moramo smanjiti brzinu vrtnje. Ovu tendenciju pokazuje posebno sama izotermna snaga:

=

1

21 ln

ppnVpP Hpis λ ( 3.97 )

Iz krivulja jednake izotermne snage Pis = konst slijedi:

nVpP

Hp

is

epp λ112 = ( 3.98 )

što otprilike odgovara i promjeni efektivne snage. Krivulje konstantnog stupnja djelovanja ukazuju na maksimume stupnja djelovanja pri tlaku od 5 do 6 bara. Njihova vrijednost opada s povećanjem brzine vrtnje. Ako pratimo liniju konstantnog tlaka vidimo da s brzinom vrtnje rastu kapacitet i efektivna snaga, a da opada stupanj djelovanja. Ako pratimo krivulju konstantne brzine vrtnje vidimo da se kapacitet smanjuje, a snaga povećava s povećanjem tlaka kompresije. 3.6 UPRAVLJANJE KOMPRESORA (VENTILI) Upravljački organi zatvaraju radni prostor pri kompresiji od točke 1 do točke 2 (slika 3.19) i pri ekspanziji od točke 3 do točke 4. Oni omogućuju spajanje cilindra s usisnim vodom tijekom usisa od točke 4 do točke 1 i cilindra s tlačnim vodom tijekom istiskivanja od točke 2 do točke 3. Točke upravljanja su prema tome: 1. trenutak otvaranja usisnog ventila UVO (usisni ventil otvara), 2. trenutak zatvaranja usisnog ventila UVZ, 3. trenutak otvaranja tlačnog (ispušnog) ventila IVO i 4. trenutak zatvaranja tlačnog (ispušnog) ventila IVZ. Pretlačni ventili Pretlačni ventili su upravljani razlikom tlaka i djeluju samostalno. Oni se samostalno prilagođavaju točkama procesa i ne iziskuju zasebni mehanizam za njihovo kontrolirano otvaranje ili zatvaranje. Oni se mogu upotrebljavati do brzina vrtnje od 3000 min-1 i temperatura od 250 °C.

Kompresori 117

Slika 3.19 Podizaj ventila i brzina klipa u ovisnosti o kutu koljena i vremenu Mehanički upravljani ventili Koljenasto vratilo preko para zupčanika pogoni bregasto vratilo, čiji brijegovi preko posebnih mehanizama otvaraju i zatvaraju ventile. Ovakav se pogon koristi kod jako zaprljanih medija, a ventili se prave sa sjedištem iz elastomera. Klizni pločasti (šiber) ventili i raspori Ovakvi ventili se koriste uglavnom kod vakuumskih pumpi. Atmosferski tlak potiskuje pločasti šiber na svoje ležište, a s koljenastog vratila uzimamo pogon za otvaranje i zatvaranje šibera. 3.6.1 Izvedbe i način djelovanja Izvedba Kod ventila (slika 3.20) razlikujemo fiksno sjedište ventila 1, pomične pločice ventila 2 i brtve. Opruge 3 pomažu vraćanje pločice ventila na njezino sjedište. Pomoću prigušne pločice 4 prigušuje se udarac pri otvaranju, a pomoću graničnika 5 ograničava se maksimalni hod ventila. Spajanje svih djelova u paket vrši se pomoću vijka 6 s maticom 7 i osiguračem. Zatik 9 spriječava okretanje dijelova 2, 3 i 4 tijekom rada. Presjeci tvore prstenaste kanale kroz koje prestrujava radni medij. Način rada Pločica ventila 2 otvara se kada je tlak na sjedištu 1 viši od tlaka iza pločice. Kod usisnog ventila sjedište leži u kućištu (slika 3.20a), a kod tlačnog ventila (slika 3.20b) u radnom prostoru. Kod otvaranja ventila (slika 3.19) potrebno je najprije ubrzati pločicu ventila, za što je potrebna nešto veća razlika tlaka. Pločica ventila pri udarcu u graničnik i zavibrira, a dio vibracija induciran je i samim strujanjem radnog

GMT DMT GMT

UVO UVZ TVO TVZ


medija oko pločice. Za ublažavanje i prigušenje tih vibracija koristi se prigušna pločica 4. Protočni presjek ventila odabire se prema maksimalnim dopuštenim brzinama strujanja za pojedine medije.

Slika 3.20 Samostalni ventil a) tlačni, b) usisni

Posebne izvedbe Ventili se izvode u raznim izvedbama. Oni se konstruiraju za uvažavanje određenih kriterija, kao što su: • čim veća protočna površina, • čim manja masa pokretnih dijelova, • čim manja udarna opterećenja, • čim manje trenje i • čim manji štetni prostori. Kod koncentričnih ventila (slika 3.21a) izvode se tako da kanali ventila leže koncentrično prema osi cilindra, obično je u sredini usisni ventil 1, a po opsegu tlačni ventil 2, kako bi se čim bolje odvodila toplina. Ovakva izvedba ventila vrlo dobro koristi raspoloživi presjek cilindra. Tako izvedeni ventili

Kompresori 119

imaju relativno velike zazore i tvore vrlo male štetne prostore. Njihovo brtvljenje i demontaža su otežani. Koriste se kod manjih kompresora s većim brzinama vrtnje. Ventili s elastičnim trakama (slika 3.21b) imaju ravne paralelne kanale i sastoje se iz sjedišta 1 s limom za pričvršćenje 2, ventilskih pločica 3 s oprugama 4, graničnika hoda 5 i držača 6. Pločice ventila 3 deformiraju se kao lisnate opruge i praktički rade bez trenja. Šumovi i udarci prigušuju se zračnim jastukom koji se formira između dijelova 3 i 4 tijekom otvaranja ventila. Ovi ventili tvore male štetne prostore i koriste se kod suhih (bezuljnih) kompresora i kod vakuumskih pumpi. Spiralni ventil (slika 3.21c) ima spoj 2 između unutarnjeg prstena 3, koji je pričvršćen na graničnik hoda 1, i ostatka prstena 4, čija je brtvena površina fino brušena i koji se slobodno giba, ovisno o razlici tlaka. Tako dobivamo gibanje bez trenja, pa su ovi ventili pogodni za suhe kompresore. Etažni ventili (slike 3.21d i e) objedinjuju usisne 1 i tlačne ventile 2 za bolju primjenu raspoloživog presjeka cilindra. Etažni ventili imaju dvije grupe s više kanala. Veliki protočni presjeci ventila kod ove izvedbe popraćeni su i većim štetnim prostorom. Ovakva izvedba otežava pristup organima za regulaciju rada kompresora.

Slika 3.21 Izvedbe ventila a) koncentrični ventil, b) ventil s elastičnim trakama, c) spiralni ventil, d-e) etažni ventili

3.6.2 Proračun ventila Za proračun se koristi jednadžba kontinuiteta i podaci proizvođača, koji se odnose na vanjske dimenzije, veličinu štetnog prostora, broj prstena i protočni presjek ventila. Kod jednostepene kompresije koristimo jednadžbu kontinuiteta s indeksima S za procjep i K za klip. Volumenski protok po jednadžbi kontinuiteta (za zanemarive promjene tlaka) ostaje sačuvan pa je:


KKSS AvAvV ==& ( 3.99 )

S

KKS v

vAA = ( 3.100 )

Pad tlak pri prestrujavanju na ventilu možemo izračunati uz poznavanje koeficijenta lokalnog otpora strujanju ξS:

2

2S

SRvp ρξ=∆ ( 3.101 )

Slika 3.22 Koeficijent trenja za strujanje na ventilu u ovisnosti o hodu ventila i Reynoldsovom broju Pad tlaka ne smije biti veći od 2 do 3% radnog tlaka. Da bi dobili čim manji pad tlaka potrebno je da brzine prestrujavanja budu čim manje, tj. da su protočni presjeci ventila čim veći. Kod radnih medija veće gustoće ρ moramo primjeniti manje brzine strujanja. Koeficijent lokalnog otpora strujanju se povećava s hodom ventila (slika 3.22) i nešto se smanjuje s povećanjem Reynoldsovog broja. Hod ventila određen je brzinom vrtnje i razlikom tlaka. Da bi razlika tlaka, a time i gubitak, na ventilu bili čim manji uzimaju se za hod preporuke prema slici 3.23b, a za životni vijek ventila preporuke prema slici 3.23c. Odabir ventila vršimo prema radnom mediju i zadanom tlaku. Na slici 3.23a su preporuke za odabir brzine strujanja, prema kojima se određuje potrebni protočni presjek ventila (jednadžba 3.34). Nakon određivanja hoda ventila i životnog vijeka (slike 3.23b i c) odabire se ventil iz kataloga proizvođača, pri čemu je najčešće potrebno postići određeni kompromis. Konačni izbor vrši se obzirom na mogućnost smještaja ventila i njihovog utjecaja na veličinu štetnog prostora. Kod višestepenih kompresora umjesto jednadžbe kontinuiteta po održanju volumenskog protoka, koristi se očuvanje masenog protoka, zbog promjene volumena s tlakom. Pritom se ne uzimaju u obzir eventualna propuštanja radnog medija. Ako s indeksom 1 označimo stanje u prvom stupnju kompresora, potrebna protočna površina na k-tom stupnju će biti:

Kompresori 121

Slika 3.23 Podaci za proračun ventila a) dopuštena brzina strujanja za različite plinove, b) najveći hod ventila, c) životni vijek ventila

kkS

SSkS v

AvA

ρρ

,

1,11,, = ( 3.102 )

Ako usvojimo da je pad tlaka na svim ventilima kod višestepenog kompresora jednak i da je koeficijent ξ = konst, tada je:

21,1

2, SkSk vv ρρ = ( 3.103 )


kSkS AA

ρρ1

1,, = ( 3.104 )

Ako smo pretpostavili kapacitet kompresora kao:

KsH AcV =& ( 3.105 ) gdje je cs srednja stapna brzina, maseni protok kompresora je:

KskkpKspHpf AcAcVm ρλρλρλ ,11,11, === && ( 3.106 ) Uz konstantni stupanj dobave λp = konst dobivamo:

kKkK AA

ρρ1

1,, = ( 3.107 )

iz čega vidimo da se i površine klipa smanjuju kod viših stupnjeva kompresije i to brže nego protočne površine ventila. Viši stupnjevi kompresije prema tome iziskuju relativno veće protočne površine ventila, tako da kod viših stupnjeva često treba primjenjivati posebne konstrukcije ventila. 3.6.3 Ugradnja ventila Različite izvedbe ventila nude široke mogućnosti ugradnje. Izbor ventila utječe na način hlađenja, izvedbu klipa i na konstrukciju cilindra i cilindarske glave. Kod manjih kompresora ventili se ugrađuju u cilindarsku glavu. Kod većih strojeva s križnom glavom ventili se ugrađuju i u stijenku cilindra, posebno kod viših stupnjeva kompresije. Kompresori kod rashladnih strojeva sadrže često veoma interesantne konstrukcije ventila i njihova smještaja. Ugradnja u cilindarsku glavu Pojedinačni ventili se mogu ugraditi paralelno, vertikalno ili koso obzirom na uzdužnu os cilindra (slika 3.24a i b). Usisni 1 i tlačni ventil 2 leže u svojim gnijezdima 3 i 4. Ventili su pritisnuti na svoja ležišta pomoću vijka 5 i zvona 7. Poklopac 6 je brtvljen mekom brtvom 8 i vijcima je pričvršćen za cilindarsku glavu. Vijak 5 ima posebno izvedeno brtvljenje. Ovakva izvedba omogućuje skidanje ventila bez potrebe da se skidaju dijelovi cjevovoda ili da se skine cilindarska glava. Koncentrični ventili (slika 3.24c) su postavljeni koncentrično osi cilindra. Usisni 1 i tlačni 2 dio ventila pritisnuti su na svoje ležište 4 vijcima 3. Tlačni dio se prema usisnom dijelu brtvi bakrenim prstenovima 5. Da bi se skinuo ventil potrebno je skinuti cilindarsku glavu. Kompresor rashladnog uređaja (slika 3.24d) ima usisni ventil s 20 privodnih otvora 3 u prirubnici 4 cilindarske košuljice. U prirubnici se nalazi i 4 klipova 5 za držanje usisnog ventila otvorenim radi potreba regulacije. Sjedište 6 tlačnog ventila 2, koje je istovremeno graničnik hoda za usisni ventil 1, ima otvore 7 za odvod ulja i pritisnuto je oprugom 8 na prirubnicu 4. Na taj se način prilikom istjecanja ukapljenog rashladnog medija podiže cijeli ventil i znatno povećava protočni presjek, čime se spriječavaju teža oštećenja stroja.

Kompresori 123

Slika 2.24 Ugradnja ventila u cilindarsku glavu a) ventili usporedo, b) ventili nasuprot jedan drogome, c) koncentrični ventil, d) ventil po obodu

Slika 3.25 Smještaj ventila u cilindarsku košuljicu Smještaj ventila u cilindarsku košuljicu Smještaj ventila u cilindarsku košuljicu (slika 3.25) koristi se kod dvoradnih strojeva, gdje je veći dio cilindarske glave zauzet brtvom stapajice. Osi ventila mogu biti paralelne ili okomite na os cilindra.


3.7 REGULACIJA KOMPRESORA Kod kompresora se najčešće regulira tlak komresije, rijetko tlak usisa ili kapacitet kompresora. Za jedan sustav regulacije tlaka (slika 3.26) vrijedi:

Slika 3.26 Regulacija tlaka kompresora a) dijagram toka signala, b) rad pri naglom skoku i postupnoj promjeni

Proces Proces koji se želi regulirati sadrži kompresor sa pogonskim motorom, cjevovode, spremnike i sistem hlađenja. Ulazne veličine regulacije su željene vrijednosti i signali poremećaja i izlazne regulirane veličine. Proces teži da sistem dovede u ravnotežu, tj. da izlazne veličine odgovaraju željenim vrijednostima i ponaša se tako da s vremenskom konstantom T1 teži k ravnoteži. Vremenska konstanta ovisi o volumenima spremnika i cjevovoda i raste s njihovim povećanjem. Zadana veličina je protok kompresora Y Vf→ & , odnosno signal postavnom uređaju regulacije kompresora. Na nju utječe izvršni postavni organ (otvorenost pojedinih ventila u mreži, napon na pogonskom elektromotoru, dovod goriva motoru s unutarnjim izgaranjem). Poremećaj je trenutno traženi kapacitet kompresora Z Ve→ & koji ovisi o potrošnji u mreži i ne ovisi o regulacijskom krugu. pored traženog kapaciteta to mogu biti promjene tlaka na usisu, promjena brzine vrtnje pogonskog motora, hlađenje itd. Regulator Ulazne veličine u regulator su regulacijska veličina X px→ i željena veličina p2, odnosno W (traženi tlak u mreži). Izlazna veličina regulatora je signal za postavni organ Y Vf→ & . Ovi regulatori rade uglavnom kao regulatori u dvije točke, međutim mogu raditi i kao P ili PI regulatori. Regulacijska veličina je traženi konstantni tlak px. U praksi nije potrebno precizno održavanje konstantnog tlaka od strane sustava. Mjerni uređaji su pretežito mehanički i sastoje se iz klipa i opruge.

Kompresori 125

Njihovo podešenje se ne može mijenjati kontinuirano tijekom rada kompresora, već se namještaju na jednu vrijednost kada kompresor miruje. Pomoćnu energiju za pogon postavnih organa obično uzimamo od komprimiranog medija. Tlak radnog medija je oko 6...8 bara, dok je propis za tlak za pneumatsku signalizaciju normiran na 1.2 ... 2 bara. Pneumatsku energiju koristimo uglavnom za pogon postavnih organa većih ventila.

Slika 3.27 Regulacija tlaka u dvije točke a) dijagram sustava, b) dijagram promjene tlaka u vremenu, c) dijagram učestalosti uključivanja u

ovisnosti o potrošnji 3.7.1 Regulacija u dvije točke Regulacija u dvije točke ima široku primjenu kod kompresora. Izvedba takvih regulatora je robustna i sigurna u pogonu. Postavni organ kod manjih kompresora isključuje i uključuje elektromotor, ili kod većih kompresora drži usisni ventil otvoren. Tamo gdje to nije moguće zbog izvedbe ventila (etažni ventil ili kod vijčanih i krilnih kompresora), vrši se prigušenje ili zatvaranje usisnog voda. Regulator 1 (slika 3.27a) uključuje, kada je tlak px u spremniku 2 dostigao tlak uključivanja puk, pogon kompresora 3 preko postavnog organa 4 i kod dostizanja tlaka isključivanja pisk isključuje pogon. Tijekom uključenosti pogona Tuk (slika 3.27b) tlak px raste od puk na pisk, a za to vrijeme kompresor radi s kapacitetom &

,Vf a . Za vrijeme dok je kompresor isključen Tisk svo napajanje se vrši iz akumulacije u spremniku, tako da tlak u spremniku pada s pisk na puk. Tijekom cijele periode T = Tuk + Tisk u izlazni cjevovod otječe volumenski protok &Ve . Ukoliko je otjecanje &Ve = 0 , tada je Tuk = 0, pa je prema tome Tisk → ∞ . Pri & &V Ve f= je Tisk = 0, a Tuk → ∞ . Ova dva slučaja predstavljaju krajnje granice regulacije. Frekvencija uključivanja ovisi o volumenima spremnika i mreže cjevovoda. Tijekom uključenosti kompresora u spremnik dotječe volumen:

( ) ukef TVVV && −=∆ ( 3.108 )


a tijekom isključenosti kompresora iz spremnika istječe volumen:

iskeTVV &=∆ ( 3.109 ) Kako obje promjene volumena ∆V moraju biti jednake, tada uz omjer α možemo pisati:

f

e

VV&

&=α ( 3.110 )

( ) ukf TVV &α−=∆ 1 ( 3.111 )

iskf TVV &α=∆ ( 3.112 )

( ) iskfukf TVTVV && αα =−=∆ 1 ( 3.113 )

( )isk

f

uk

f

TV

TV && αα −

=1

( 3.114 )

Sada možemo dobiti izraze za vremena i frekvenciju uključivanja i isključivanja:

αα−= 1

ukisk TT ( 3.115 )

αααα

−==−+=+=1

1 iskukukukiskuk

TTTTTTT ( 3.116 )

iskuk TTTf αα −=== 11

( 3.117 )

Iz jednadžbi (3.36 i 3.39) dobivamo:

( )α−∆=1f

uk VVT

& ( 3.118 )

( )V

Vf f

∆−=

&αα 1 ( 3.119 )

Funkcija ( ) 21 xxxxy −=−= ima svoj maksimum pri:

021 =−=′ xy ( 3.120 ) za vrijednost x = 1/2. Maksimalna vrijednost je tada:

Kompresori 127

( )4125.025.05.05.0max ==−== yy ( 3.121 )

Maksimalna frekvencija uključivanja se postiže za 21==

f

e

VV&

&α :

( )V

Vff f

∆===

45.0max

&α ( 3.122 )

pa dobivamo:

( ) max14 ff αα −= ( 3.123 ) Ukoliko se p1 i T1,a odnose na stanje usisa, a VB i TB na stanje u spremniku, tada je prema jednadžbi stanja promjena mase u spremniku:

11,

1 ρVTR

pVTR

pVm

aB

B ∆=∆

=∆

=∆ ( 3.124 )

Iz jednadžbe (3.40) vidljivo je da maksimalna frekvencija uključivanja kompresora ovisi o volumenu spremnika. Potrebni volumen spremnika možemo izračunati za zadanu dopuštenu frekvenciju uključivanja:

1,

1,

max41

a

BafB Tp

TpVf

V∆

=&

( 3.125 )

Ovdje se ve„inom uzima TB ≈ Ta,1. Opravdane veličine spremnika komprimiranog zraka rade s razlikama tlaka između dviju točaka uključenja i isključenja oko ∆p = 0.5 ... 2 bar i s frekvencijama uključivanja f = 30 ... 60 h-1. Karakteristike regulacije prikazane su na slici 3.27b i c. Ako sa Guk i Gisk označimo srednje vrijednosti neke veličine za vrijeme uključenosti Tuk ili isključenosti Tisk, tada je srednja vrijednost tijekom periode:

iskuk

iskiskukuksr TT

TGTGG++

= ( 3.126 )

Veličina G se može odnositi na volumenske protoke &Ve i &Vf , na zakretni moment Md, na efektivnu snagu Pe i snagu pogonskog motora PA. Kako je pri isključenju kompresora 0=V& , tada vrijedi ravnoteža:

( ) ukfiskuke TVTTV && =+ ( 3.127 ) Ako razlike točaka uključenja i isključenja nisu prevelike, veličine Guk i Gisk se neznatno mijenjaju. Kada je kompresor isključen, tada je tijekom vremena Tisk kompresor isključen pa je:


Md = Pe = PA = 0 pa prema tome ne dolazi do gubitaka praznog hoda. Regulator Regulator pored toga što služi za uključivanje ili isključivanje volumenskog protoka (bilo ukopčavanjem kompresora ili otvaranjem ventila), služi i za rasterećenje tlaka kompresora prilikom upućivanja kompresora, kada u spremniku vlada nazivni tlak. Na taj se način smanjuje potezni moment motora za pogon kompresora, tako da se može ugraditi i manji pogonski motor. Presostat vrši uključivanje, pri dostizanju tlaka puk, i isključivanje, pri tlaku pisk, pogonskog elektromotora i u sebi objedinjuje regulator i izvršni organ. Kako pri dostizanju tlaku puk kompresor miruje, on se tijekom upućivanja mora dovesti rasterećen do tlaka puk. Regulator s oprugom ili utegom ima klip s dvije različite radne površine, koji je opterećen oprugom ili utegom. Razlika radnih površina određuje razliku tlaka, a prednapon opruge ili uteg određuju veličinu srednjeg tlaka. Kod uključivanja klip spaja dovod radnog medija na pogon izvršnog organa, tako da je cjevovod tijekom rada kompresora otvoren, a pri prekidu rada, tlačni vod se zatvara, kako se radni medij nebi vraćao preko kompresora.

Slika 3.28 Regulator tlaka s oprugom Izvedeni regulator sa oprugom Na slici 3.28 prikazan je regulator s oprugom. Klizač 1 leži sa svojom čeonom površinom A na sjedištu 2 i pritisnut je oprugom 3 On se pomiče kada je tlak u spremniku narastao na px = pisk. Kada se odmaknuo, tlak sada djeluje na veću površinu A + ∆A, pa je izvršni organ SG spojen s tlačnim

Kompresori 129

spremnikom preko veze FB. Kada je sila tlaka na vešu površinu manja od sile u opruzi, tj. kada je tlak pao na vrijednost px = puk, klip će krenuti naprijed i prekinuti dovod radnog medija izvršnom organu tako što ponovno sjedne na svoje sjedište 4, a izvršni organ dođe u vezu s atmosferskim tlakom pa. Kompresor počinje s radom, tlak px raste i cijeli se proces ponavlja. Prema slici 3.28, uz c kao krutost opruge 3 i hod klizača h = fuk - fisk, razlika u dužini opruge je:

( ) iskaisk fcAApAp +∆+≥ uvjet otvaranja ( 3.128 )

( ) ( ) ukauk fcAApAAp +∆+≤∆+ uvjet zatvaranja ( 3.129 )

∆++

−+∆=∆+

−−+

∆+=−=∆

AAhf

Af

cAAp

AAf

cpA

fc

AApppp iskisk

auk

aisk

aukisk 1 ( 3.130 )

dobivamo sređivanjem:

AAhc

AAfc

pAAp isk

a ∆+−

∆+

+∆=∆ ( 3.131 )

Podešavanje se vrši tako da se tlak puk namješta pritezanjem opruge 3 pomoću vijka 5. Razlika tlaka ∆p se prema jednadžbi 3.44 povećava smanjenjem hoda klizača do odbojnika, tako da se skidaju umetci 6. Za rasterećenje pri startanju služi vreteno 7 s maticom 8, tako da se vreteno povuče, kako bi dobili spoj između SG i FB i kako nebi došlo do otvaranja ventila cjevovoda, dok kompresor nije postigao nazivnu brzinu vrtnje. Izvršni organi Kod regulacije u dvije točke (slika 3.29) imamo samo dva položaja: punu ili nikakvu dobavu. Izvršni organ pomoću cilindra sa klipom 2 i oprugom 3 djeluje na uređaj za uklop. Ako je cilindar 1 preko regulatora RG spojen na spremnik FB, tlak preko izvršnog organa prekida dobavu, a ako je spojen s atmosferom, opruga vraća izvršni organ u položaj mirovanja i dobava se ponovno uspostavlja. Izvedbe izvršnih organa su različite. Na slici 3.29a prikazan je izvršni organ koji drži otvoren usisni ventil za vrijeme dok je dobava isključena. Tlak radnog medija koji djeluje na klip mora savladati slijedeće sile: silu u opruzi, silu trenja, silu zastojnog tlaka i tlaka na stražnjoj strani ventila. Zastojni tlak na pločici ventila zbog strujanja medija odgovara otprilike srednjem indiciranom tlaku praznog hoda. Na slici 3.29c prikazan je izvršni organ koji djeluje na zatvaranje usisnog voda. Veliki klip tog izvršnog organa mora sigurno brtviti na sjedištu. Kako pri usisu nastaje veći podtlak u cilindru, nastaje velika razlika tlaka, tako da dolazi do većeg prikupljanja ulja, što nadalje još više onečišćuje radni medij. Kod kompresora s klipnim mehanizmom ovakav se izvršni organ koristi u kombinaciji s etažnim ventilom. Klipovi kompresora s takvom regulacijom imaju dodatne prstene strugače ulja.


Slika 3.29 Izvršni organi regulacije a) djelovanje na otvaranje usisnog ventila, b) p-V dijagram za rad s otvorenim usisnim ventilom,

c) djelovanje na zatvaranje usisnog ventila, e) p-V dijagram za rad sa zatvorenim usisnim ventilom 3.7.2 Kontinuirana regulacija Kontinuirana regulacija se koristi kod kompresora s kapacitetom većim od 10m3/min. Regulatori koji se koriste imaju obično karakteristike P i PI regulatora. Kao pogonski medij za izvršne organe koristi se radni medij pod tlakom. Izvršni organi su obično ukomponirani u konstrukciju samog kompresora i njegovih dijelova. Princip primjene zastojnog tlaka Ukoliko izvršni organ drži otvoren usisni ventil, pri istrujavanju radnog medija nastaje zastojni tlak ps (slika 3.30b) koji ima svoj maksimum pri otprilike 50% podizaja. Usisni ventil s takvim podešavanjem (slika 3.30a) je izveden tako da upravljački tlak ps djeluje u cilindru 1 na klip 2. Na klip je pričvršćen hvatač 3 koji zahvaća pločice usisnog ventila 4. Pomoću vijka 5 i opruge 6 vrši se podešavanje ventila na zastojni tlak. Pokretni dijelovi se izvode što je moguće lakši, kako bi se utjecaj inercijalnih sila dijelova sveo na minimum. Način rada prikazan je na slici 3.30b. Ventil zatvara kada je sila tlaka podešavanja veća od sile zastojnog tlaka. Povećanjem tlaka podešavanja smanjuje se kapacitet kompresora (točke a i b). Zbog inercijalnih sila i sila trenja reakcija kasni, tako da se postiže maksimalno 40% najvišeg masenog protoka.

Kompresori 131

Ako se krivulje kompresije i zastojnog tlaka sijeku iza njihovog maksimuma (točka b), kapacitet kompresora se može i dalje smanjivati. Ovakva regulacija koristi se kod visokotlačnih kompresora, gdje usisni tlakovi u posljednji stupanj kompresije iznose do 300 bara.

Slika 3.30 Kontinuirana regulacija primjenom zastojnog tlaka Regulacija promjenom štetnog volumena Ako štetni volumen Vc povećamo tako da mu dodatno spojimo volumen ∆Vc, krivulje kompresije i ekspanzije će, od trenutka pripajanja dodatnog volumena pri tlaku pz, teći mnogo položenije. Na taj način povećati će se i gubitak na volumenu ∆VRu,a za usis, tako da će se kapacitet kompresora smanjiti (točke a i b na slici 3.31b). Područje podešavanja je:

min,max,,max,, RuRumDDha VVVVV ∆−=−= ( 3.132 ) Prema jednadžbi (3.9) imamo:

hanha

c VV

V ,1,

1β

ψ=

−=∆ ( 3.133 )

Kvocijent β koji je funkcija omjera tlakova na stupnju ψ smanjuje se s povećanjem omjera tlakova ψ, gdje se kao opravdane uzimaju sve vrijednosti za ψ > 2. Ventil za podešavanje (slika 3.31a) sastoji se iz cilindra 1 sa klipom 2 koji je opterećen oprugom 3, tako da djeluje preko hvatača 4 na pločice ventila 5. Silu u opruzi reguliramo ručnim kolom 6 putem vretena 7. Ventil spaja kompresijski prostor kompresora sa štetnim prostorom ∆Vc kada je sila tlaka u cilindru na pločice usisnog ventila manja od sile tlaka pz, kojega određujemo oprugom, i sile tlaka py na klip. Promjenom tlaka py možemo pneumatski upravljati sa regulacijom dobave kompresora. što je veći


tlak py, to se ranije otvara ventil i dobava kompresora se smanjuje. Isto se to događa i kada ručno pritežemo oprugu 3.

Slika 3.21 Kontinuirana regulacija tlaka uključivanjem štetnoga prostora Regulacija promjenom brzine vrtnje Regulacija dobave kompresora može se izvršiti i regulacijom brzine vrtnje. Na taj način se donekle pokriva različiti pad tlaka pri različitim oduzimanjima i koji ćemo pokriti povećanjem brzine vrtnje. Ukoliko pogonski stroj, pomoću kojega pokrećemo kompresor, ima regulaciju brzine vrtnje, tada se regulacija kompresora može spojiti s regulacijom brzine vrtnje. Ukoliko je pogonski stroj motor s unutarnjim izgaranjem, neugodne strane takvog pogona su u relativno visokoj brzini vrtnje praznog hoda i neophodnom zaletu motora do te brzine vrtnje pri upućivanju. Zbog toga su za regulaciju tlaka pri vrlo malim dobavama potrebne posebne mjere, npr. regulacija u dvije točke. Ukoliko motor nema regulaciju brzine vrtnje potrebno je ograničenje maksimalne brzine vrtnje.

Kompresori 133

Kod dizelskog motora, regulator tlaka 1 pomiče ručicu goriva na pumpi za ubrizgavanje goriva 2 ili pomiče referentnu točku regulatora brzine vrtnje 3. U ovoj posljednjoj varijanti (slika 3.32) pri smanjenju potrošnje radnog medija &Ve raste tlak px, tako da regulator smanjuje brzinu vrtnje n, a time i dovod goriva.

Slika 3.32 Regulacija kompresora promjenom brzine vrtnje pogonskog stroja Kod Ottovog motora regulator tlaka djeluje izravno na leptir rasplinjača. Ovi motori moraju biti opremljeni ograničenjem maksimalne dopuštene brzine vrtnje. Ako se kao pogonski stroj koristi elektromotor, najekonomičnije je da se koristi asinhroni elektromotor, čija je brzina vrtnje gotovo konstantna (vrlo malo klizanje). Izmjenični elektromotori s otpornicima omogućuju promjenu brzine vrtnje u rasponu do 30% nazivne brzine vrtnje. Pored toga, tiristorskim upravljanjem može se brzina vrtnje mijenjati u mnogo širim granicama. Tiristorska regulacija može se primjeniti i kod istosmjernih elektromotora. Donju brzinu vrtnje kod tiristorske regulacije ograničava hlađenje stroja, tako da se umjesto vlastitog sustava hlađenja (ventilator na osovini elektromotora) zamjenjuje sa posebnim sustavom hlađenja poseban elektromotor za pogon ventilatora za hlađenje . 3.8 IZVEDENI KOMPRESORI Ovdje će biti opisane samo osnovne izvedbe kompresora, kakve se najčešće susreću u praksi. Jednostepeni kompresor u V izvdebi Na slici 3.33 prikazan je jednostepeni kompresor u V izvedbi. Njegov kapacitet je 49 m3/h zraka, tlak zraka je 9 bara. Potrebna snaga za pogon je 6.3 kW pri 1450 min-1 (pogon asinhronim elektromotorom). Pogonski mehanizam kompresora se sastoji iz klipova 1 sa ojnicama 2, koji su uzajamno spojeni osovinicom klipa 3. Na koljeno koljenastog vratila 4 vezane su jedna pored druge ojnice 2 nasuprotnih cilindara. Na ramenima koljena 6 su pričvršćeni protuutezi 7, koji pri kutu među cilindrima od 90° potpuno uravnotežuju centrifugalne sile rotirajućih masa i inercijalne sile translacijskih masa 1 reda. Na desnom kraju koljenastog vratila je zamašnjak 9 na kojega je spojena elastična spojka pomoću vijaka 9. Kućište 10 je izvedeno u tunelskoj izvedbi i na svojim krajevima ima ležajne štitove 11 i 12, s ležajevima

Motor Kompresor

Regulator tlaka Regulator brzine vrtnje


za koljenasto vratilo 4. Ležajni štitovi se mogu skinuti s kućišta. Na kućište je vijcima pričvršćen cilindar 13. Bočni poklopac 14 omogućuje skidanje ojnica 2, koje se zajedno s klipom izvlače kroz cilindar kada je skinuta cilindarska glava 15. Preko odzračnog ventila 16 izjednačava se tlak u kućištu s tlakom okoline.

Slika 3.33 Izvedba maloga kompresora s jednim stupnjem kompresije Zrak se usisava klipom 1 kroz usisni filter 17 i usisnih ventila 18 u cilindar 13. Nakon kompresije on se tlači preko ispušnog ventila 19 u hladnjak 20. Iza hladnjaka zrak prolazi kroz odvajač vlage i ulja 21 sa sigurnosnim ventilom 22 prema priključku potrošača 23. Usisni i ispušni ventil 18 i 19 smješteni su u cilindarskoj glavi 15. Regulator tlaka 24 s regulacijom u dvije točke djeluje preko izvršnih organa 25 na usisne ventile, regulirajući tako tlak pri različitim potrošnjama zraka. Zamašnjak 8 je sa svojim paocima izveden kao ventilator, tako da su paoci ujedno krila 26 ventilatora. Rashladni zrak hladi cijevi hladnjaka 20 savijene u obliku spirale i nakon toga hladi rebra 27 cilindra 13 i cilindarske glave 15. Za podmazivanje služi klipna pumpa 28, koja siše ulje iz uljne kade 29 i tlači ga u tlačni vod 30. Ulje se dalje razvodi na ležajeve koljenastog vratila i na ojnice 2. Klip 1 i njegova osovinica podmazani su uljem koje prska sa ležajeva ojnice, i koje se ponovno slijeva u uljnu kadu 29. Pomoću kontrolnog štapa 31 i pokazivača nivoa 32 vrši se provjera razine ulja u kompresoru. Dvostepeni kompresor u L izvedbi Na slici 3.34 prikazan je dvostepeni kompresor u L izvedbi. On ima dva dvoradna stupnja s promjerima cilindra 290 i 470 mm, te stapaj od 260 mm. Pri efektivnoj snazi od 200 kW i brzini vrtnje od 500 min-1, kapacitet kompresora je 32 m3/min pri tlaku od 10 bara. Kompresor je hlađen vodom i ima stapni mehanizam s križnom glavom. Zrak se najprije usisava u prvi stupanj 1 kroz usisne ventile 2 i preko ispušnih ventila 3 istiskuje se kroz međuhladnjak 4. Odatle se zrak usisava u 2. stupanj 5 preko usisnih ventila 6 i preko ispušnih ventila 7 odvodi se na hlađenje, odvlaživanje i prema potrošaču.

Kompresori 135

Slika 3.34 Izvedba dvoradnog kompresora s dva stupnja kompresije i rasporedom cilindara u L izvedbi Trostepeni kompresor Na slici 3.35 prikazan je trostepeni kompresor zraka. Njegov kapacitet je 1.25 m3/min pri tlaku od 70 bara za potrebe pneumatski upravljanih visokonaponskih prekidača u elektrotehnici. Zrak se usisava preko usisnog filtera 1 u prvi stupanj I kompresora, nakon čega se hladi u međuhladnjaku K1, dalje se komprimira u drugom stupnju II i hladi u međuhladnjaku K2. Nakon kompresije u trećem stupnju III zrak se kroz hladnjak K3 tlači prema potrošačima. Treći stupanj kompresora III ima vođeni klip 2, koji ujedno zatvara pufer prostor A0 za potrebe izjednačenja sila. Ventili su izvedeni s trakama (slika 3.21b). Iza 1. stupnja kompresije smješten je sigurnosni ventil 3. Zrak za hlađenje priprema se u zamašnjaku (ventilatoru) 2 i on hladi orebrene cijevi hladnjaka i rebra cilindara. Kao hladnjaci zraka služe orebrene spojne cijevi među različitim stupnjevima kompresije. Cijevi su dovedene bliže ventilatoru radi boljeg hlađenja.


Tri ojnice 5 spojene su na zajedničko koljeno 6, jedna pored druge. Koljenasto vratilo 7 je izvedeno sa jednim čeonim koljenom 6. Na ramenu koljena izveden je protuuteg 8. Prema zamašnjaku 2 postavljen je kuglučni ležaj 9. Podmazivanje kompresora se vrši pomoću trnova 10 na ojnicama 2. Regulacija tlaka se vrši kao regulacija u dvije točke. Na trećem stupnju kompresije postavljen je nepovratni ventil 11, koji je spojen s centrifugalnim regulatorom 12 sa kuglama, čije se karakteristike mijenjaju putem opruge 13.

Slika 3.35 Izvedba kompresora s tri stupnja kompresije 3.9 POSEBNE IZVEDBE KLIPNIH KOMPRESORA 3.9.1 Rotacijski krilni kompresor Radni prostor kod rotacijskog krilnog kompresora mijenja se po obodu rotora periodički s okretanjem rotora. Volumen radnog prostora mijenja se od maksimalnog do minimalnog i obratno, što odgovara radu klipnog kompresora. Rotacijski krilni kompresori se koriste za kompresiju zraka i plinova. Njihove dimenzije su male, masa je također mala, a inercijskih sila nema. Ovi kompresori nemaju ventila. Jednostepeni kompresori koriste se za omjere tlakova od ψ = 2 ... 5, a dvostepeni do ψ = 6. Zračno hlađenje kompresora koristi se do kapaciteta od 150 m3/h, a vodeno hlađenje za kompresore do kapaciteta od 300 m3/h. Uobičajena brzina vrtnje je 1000 do 1500 min-1. Ukoliko rade kao vakuumske pumpe, ovi kompresori u dvostepenoj izvedbi mogu postići vakuum od 98%. Ubrizgavanje tekućine u usisnu struju radnog medija omogućuje kapacitete do 3800 m3/h pri tlakovima do 9 bara kod jednostepenih i do 1000 m3/h pri tlakovima do 16 bara u dvostepenoj izvedbi. Ni u kom slučaju temperatura radnog medija ne smije prijeći temperaturu isparavanja ubrizgane tekućine. Obično se koristi ubrizgavanje ulja za podmazivanje. U kućištu 1 slika 3.36 smješten je s ekscentricitetom e rotor 2, sa žlijebovima u kojima su smještena krilca 3, koja centrifugalna sila potiskuje na van. U srpastom prostoru, između rotora i kućišta,

Kompresori 137

krilca ograničavaju prostore, čiji presjek nalikuje trapezu. Radni medij se usisava iz usisnog otvora 4 i tlači u izlazni otvor 5. Početak i kraj usisa određuje položaj rubova d i a, a ispuh rubovi b i c.

Slika 3.36 Krilni rotacijski kompresor Ćelija koja je zatvorena krilcima, rotorom i kućištem povećava svoj volumen od točke A do točke B i ponovno smanjuje od točke B do točke A. Zaostali radni medij u ćeliji u točki A ekspandira kako se ćelija vrtnjom rotora premješta prema točki B. Otkrivanjem usisnog ruba d počinje usis u ćeliju. Kada je ćelija došla do točke B, tj. kada joj je volumen najveći, ćelija prelazi preko ruba a, kojim se zatvara usis. Usisani radni medij se komprimira u ćeliji i tek otkrivanjem ruba b dolazi do istiskivanja komprimiranog medija. Ako smo s D označili promjer statora, a s d promjer rotora, s L dužinu rotora, sa z broj krilaca, s δ debljinu krilaca, najveći volumen radnog prostora među krilcima će biti:

( ) ( ) ( )dDzDdD

zdDDA −

−=−−−= δπδπ 1

max ( 3.134 )

LAV maxmax = ( 3.135 )

Maksimalni volumen približno odgovara stapajnom volumenu kod klipnih strojeva, pošto je:

minmax VVVs −= ( 3.136 ) a Vmin se teorijski može uzeti da je jednak nuli, odnosno da ovisi o veličini potrebnog zazora. Ukupni stapajni volumen kompresora ovisi o ekscentricitetu e:

DdD

De −==

2ε ( 3.137 )

( )( ) ( )LzDDLdDzDLAzVH δπεδπ −=−−== max ( 3.138 )

Izvedeni ekscentricitet se kreće u granicama ε = 0.11 ... 0.14, pri čemu se više vrijednosti odnose na vakuumske pumpe ili kompresore s ψ = 2.5. Dužina rotora je L/D = 2.0 ... 3.0 (kod kompresora


podmazivanih uljnom maglom) ili L/D =1.7 ... 2.3 (kod suhih kompresora). Debljina krilaca je δ /ε = 3.8 kod čeličnih krilaca. Kapacitet kompresora je:

Hpaf VV && λ=, ( 3.139 ) gdje je λp = 0.6 ... 0.7. Više vrijednosti se odnose na veće strojeve. Kapacitet kompresora jako ovisi o zazorima na krilcima, tj. o pogonskom stanju kompresora. Usis i ispuh kompresora definiran je položajem robova a, b, c i d, tako da ovdje ne možemo koristiti druge načine regulacije osim promjenom brzine vrtnje ili regulacije u dvije točke. 3.9.2 Vijčani kompresor Vijčani kompresor ima dva rotora u obliku vijaka s navojima suprotnih smjerova, tako da se jedan vijak odvaljuje po drugome. U aksijalnom smjeru se volumen radnih prostora zatvorenih između korjena vijka, kućišta i brijega navoja smanjuje. Ovi kompresori rade na principu potiskivača. Habanje ovakvih kompresora je malo, nema inercijskih sila, a mogu raditi i sa zaprljanim medijem. Stupanj djelovanja je malen, a tehnologija izrade iziskuje vrlo kvalitetnu i točnu obradu. Svoju raširenost u primjeni mogu zahvaliti samo napretku tehnologije odvaljnog glodanja. Kapacitet ovakvih kompresora kreće se u rasponu 50 do 500 m3/min. S maksimalno četiri stupnja postižu se tlakovi kompresije od 40 bara. Maksimalni omjer tlaka po stupnju je ψ = 3.5 za suhe rotore ili ψ = 8 za rotore s podmazivanjem uljnom maglom. Temperatura radnog medija ne smije prekoračiti 250 °C, kako nebi došlo do zaribavanja rotora. Promjer rotora iznosi do 650 mm. Pri obodnoj brzini od 80 do 120 m/s dostižu se brzine vrtnje do 6000 min-1.

Slika 3.37 Par vijaka u vijčanom kompresoru Glavni rotor 1 i poredni rotor 2 (slika 3.37) imaju razmak a. Rotori se vrte u kućištu 3 Na rubu 4 usisnog kanala zubi vijka su izvan zahvata. Tu dolazi do proširenja poprečnog presjeka i volumena za usis. Daljnim okretanjem smanjuju se presjeci A1 i A2 zbog geometrije rotora u smjeru strujanja radnog

Kompresori 139

medija prema kompresiji Ko. Na rubu izlaznog otvora 5, zubi vijaka ponovno dolaze u zahvat i počinje istiskivanje uz smanjivanje presjeka. Zahvat rotora mora omogućiti da nema nikakvih štetnih prostora, uz čim bolje brtvljenje. Povećanjem brzine vrtnje povećava se i omjer tlakova na stupnju. Ako je površina presjeka zuba A1s i A2s, te ako je L dužina rotora, stapajni volumen vijčanog kompresora je:

( )LAAV ssH 21 += α ( 3.140 ) Faktor α odnosi se na omjer stvarne prema teorijskoj površini prostora među zubima vijka. Kod kuta navoja od 250° (od položaja početka do položaja kraja) je α ≈ 1, a pri kutu navoja od 450° je α ≈ 0.75. Ukoliko s n označimo brzinu vrtnje, kapacitet kompresora će biti:

( ) nLAAV sspf 21 += αλ& ( 3.141 ) Stupanj dobave je λp = 0.7... 0.95. Veličinu stupnja punjenja određuje omjer tlakova, koji je kod većih vrijednosti λp manji. Glavni rotor ima obično 4 zuba na vijku, a poredni rotor po 6 zubi. Ozubljenje, većinom simetrično, ima kut navoja od ~300°. Obodna brzina rotora je za omjer tlakova ψ = 2...4 pri 80 do 120 m/s kod kompresora zraka. Omjer vanjskog promjera prema dužini rotora iznosi L/D = 1 .... 1.65. Pri ovakvim omjerima progibi rotora su vrlo mali, kako pri zračnostima od ε / d = 0.0006 kod suhih rotora nebi došlo do zaribavanja.

Slika 3.38 Izvedbe vijčanih kompresora a) kompresor bez podmazivanja, b) kompresor s podmazivanjem

Kompresori sa suhm rotorima (slika 3.38a) postižu omjer tlakova na stupnju od ψ = 4. Njihovi glavni rotor 1 i poredni rotor 2, s pogonom 3 imaju jake rukavce 4 u kliznim ležajevevima 5. Tako se dobija vrlo kruta konstrukcija. Sinhronizacija gibanja rotora vrši se putem vanjskih parova zupčanika 6 i 7. Hlađenje kod takvog kompresora je vodom u rashladnim prostorima 8 u kućištu. Kod kompresora s podmazivanjem, podmazivanje se vrši pomoću uljne magle koja se stvara na strani usisa. Znatno manja izvedba ima omjer tlakova na stupnju od ψ = 15, gotovo četverostruko obzirom na suhi kompresor. Kako su rotori podmazani, otpada par zupčanika za sinhronizaciju rotora, kao i


hlađeno kućište. Rotor im mnogo manje osnace 4 koji su uležišteni u kugličnim ležajevima 5. Kod ovih kompresora je iza hladnjaka zraka potrebno postaviti odvajač ulja. 3.9.3 Suhi kompresori Kod suhih kompresora ne vrši se podmazivanje uljem, kako bi radni medij ostao čim čistiji, npr. u prehrambenoj industriji, pri bojanju komprimiranim zrakom itd. Pokretni dijelovi ovakvih kompresora imaju brtve iz grafita ili teflona. Kako se dijelovi ne smiju podmazivati, redovno se koristi stapni mehanizam s križnom glavom. Radi čim boljeg odvajanja radnog medija od ulja, klipovi se izvode s velikom dužinom, tako da su ti strojevi veći od uobičajenih. Kako ni ventili ne smiju biti podmazivani, koristi se spiralni ventil (slika 3.21c). 3.9.4 Kompresori za najviše tlakove Pri tlakovima kompresije od 10000 bara, radni medij u tlačnom vodu ima vrlo visoku gustoću i pad tlaka pri strujanju je vrlo visok. Radni medij se ponaša slično tekućinama. Glavni problem brtvljenja riješava se kompletima brušenih brtvi i kompresijskim prstenima u koje se tlači ulje pod nekoliko puta većim tlakom. Svi dijelovi izloženi habanju, kao što su brtve i ventili moraju biti pristupačni za popravak i izmjene. Na slici 3.39 prikazan je jedan visokotlačni kompresor, kapaciteta 40 t/h pri tlaku 3000 bara za potrebe kemijske industrije. Efektivna snaga iznosi 6 MW. Plin se usisava kroz usisni ventil 1 i kroz međukomad 2 ulazi u cilindar 3 sa brtvama 4. Klip 5 ga nakon toga istiskuje preko tlačnog ventila 6. Elastični vijci 7 drže dijelove 2, 3 i 4 zajedno i omogućuju njihovo lagano skidanje. Pogon kompresora vrši se pomoću koljenastog vratila 8 i ojnica 9 na križnu glavu 10. Ovi dijelovi su zbog velikih sila u mehanizmu obilno dimenzionirani obzirom na klip.

Slika 3.39 Izvedba kompresora za najviše tlakove (za petrokemijsku industriju)

Motori s unutarnjim izgaranjem 141

4. MOTORI S UNUTARNJIM IZGARANJEM

4.1 PODJELA I PRIMJENA MOTORA S UNUTARNJIM IZGARANJEM

Motori s unutarnjim izgaranjem su klipni strojevi koji kemijsku energiju goriva najprije pretvaraju u toplinsku energiju, a tu energiju dalje pretvaraju u mehaničku energiju. U tu svrhu se kemijska energija goriva, oslobođena izgaranjem u obliku topline u zatvorenom prostoru izgaranja, predaje plinovitom radnom mediju i koristi u obliku potencijalne energije (tlak). Radni medij tijekom procesa obavlja rad koji se putem klipa predaje koljenastom vratilu i dalje potrošaču, kojega motor pokreće. Za postizanje dobro brtvljenog radnog prostora, promjenljivog volumena, koriste se klipni strojevi s koljenastim mehanizmom ili s rotirajućim klipovima. Motori s unutarnjim izgaranjem

Radni medij (zrak) se kao nosilac kisika, potrebnog za oksidaciju izgaranje goriva, periodički tijekom radnog procesa usisava u fazi izmjene radnog medija, dok se ekspandirani plinovi izgaranja istiskuju iz cilindra, kako bi se stvorili uvjeti za početak novog radnog procesa, tj. dovod novog svježeg radnog medija za slijedeći proces. Zbog toga je izgaranje u cilindru cikličko. Prema načinu dovođenja topline (izgaranju), pravimo razliku između Ottovog motora, dizelskog motora i hibridnog motora. Postoje određene tehničke mogućnosti i za motore sa kontinuiranim izgaranjem. Motori s vanjskim izgaranjem Toplina oslobođena kontinuiranim izgaranjem izvan radnog prostora predaje se radnom mediju putem izmjenjivača topline. Na taj način je omogućeno da se kao radni medij koristi proizvoljni plin ili para, pri čemu dozvoljene radne temperature izmjenjivača topline određuju maksimalnu temperaturu procesa i stupanj djelovanja. Gospodarski značaj Motori s unutarnjim izgaranjem koriste se u izvedbama kao Otto motori, dizelski motori i plinski motori. Pored stacionarnih motora za proizvodnju električne energije (dizelelektrične centrale, postrojenja s kogeneracijom topline), motori se koriste za sve vrste vozila (teretna vozila, osobna vozila, autobusi, željezničke lokomotive, brodovi, zrakoplovi), kao i za pogon industrijskih strojeva u građevinarstvu i poljoprivredi. Kod pogona vozila traži se da pogonski stroj bude čim lakši, da zauzima čim manje mjesta, da ima visoki stupanj djelovanja (manja količina potrebnog goriva), da je pouzdan u radu i da brzo može startati. Tim zahtjevima je mogao udovoljiti motor s unutarnjim izgaranjem, tako da je njegova primjena zaslužna za brzi razvitak saobraćaja i industrije vozila. Velike koncentracije vozila na ograničenim prostorima (gradovi, saobraćajnice) doveli su do primjene rigoroznih mjera zaštite okoliša od zagađenja štetnim tvarima, pogotovo iz ispušnih plinova motora s unutarnjim izgaranjem. Time su postavljeni daljnji ciljevi razvoja motora s unutarnjim izgaranjem: čim viši stupanj djelovanja, čim pouzdaniji rad, čim manja osjetljivost na vrstu i kvalitetu goriva i čim manje ekološko zagađenje okoliša.


4.2 NAČIN RADA I RADNI PROCES 4.2.1 Način rada Neovisno o procesu izgaranja, razlikujemo četverotaktni i dvotaktni proces. Kod oba ova procesa u prvom taktu odvija se kompresija radnog medija smanjenjem volumena, nakon čega slijedi izgaranje i u nastavku takt ekspanzije. Prilikom svoga gibanja između krajnjih točaka (mrtvih točaka), klip istisne volumen koji nazivamo stapajni volumen Vs :

minmax

2

4VVsDVs −== π

( 4.1 )

Maksimalni volumen cilindra postiže se u trenutku kada je klip došao u položaj donje mrtve točke (DMT), a minimalni volumen cilindra imamo u trenutku kada je klip došao u položaj gornje mrtve točke (GMT). Minimalni volumen se često naziva i kompresijski volumen Vc :

cVV =min ( 4.2 ) Maksimalni volumen radnog prostora je:

cs VVV +=max ( 4.3 ) Omjer maksimalnog i minimalnog volumena naziva se geometrijski stupanj kompresije ε :

1min

max +=+

==c

s

c

cs

VV

VVV

VVε ( 4.4 )

Poznavajući stapajni volumen i geometrijski stupanj kompresije moguće je odrediti maksimalni i minimalni volumen:

1max −=+=

εε

scs VVVV ( 4.5 )

1min −==

εs

cV

VV ( 4.6 )

Četverotaktni proces (4T) Za četverotaktni proces potrebna su daljnja dva takta, kako bi se izvršila izmjena radnog medija. U prvom taktu dolazi do istiskivanja ispušnih plinova iz cilindra, kroz otvoreni ispušni ventil, a u slijedećem taktu usis svježeg radnog medija kroz otvoreni usisni ventil. Dvotaktni proces (2T) Kod dvotaktnog procesa, izmjena radnog medija se odvija u vrijeme kada je klip u području oko donje mrtve točke (DMT), uz vrlo malu promjenu volumena radnog prostora. Izmjena radnog medija se provodi ispiranjem pomoću stlačenog svježeg radnog medija, tako da se za kompresiju i


ekspanziju ne koristi puni stapaj. Zbog nedostataka koji se očituju u povećanom termičkom opterećenju, poteškoćama u podmazivanju klipa, emisiji štetnih plinova, smanjenju stupnja djelovanja zbog bježanja svježeg radnog medija tijekom ispiranja, dvotaktni proces se koristi još samo kod malih Ottovih motora i kod velikih sporokretnih brodskih dizelskih motora, gdje do izražaja dolazi jednostavno održavanje. Frekvencija radnih procesa Frekvencija radnog procesa ovisi o brzini vrtnje motora n i o taktnosti τ :

τnna

2= ( 4.7 )

Taktnost je τ = 2 za dvotaktni proces i τ = 4 za četverotaktni proces. 4.2.2 Usporedni teorijski procesi Promjena stanja radnog medija u motoru prikazuje se odabranim usporednim teorijskim procesom, koji može biti kompromis između teorijskog idealiziranog kružnog povrativog termodinamičkog procesa i stvarnog procesa motora. Mehanički rad Za svaki usporedni proces iz zakona očuvanja energije prema prvom zakonu termodinamike možemo pisati:

∫∑ =−= dVpQQW gubdov ( 4.8 )

Za procese s jednakim dovedenim toplinama Qdov, dobiveni rad W ovisi o gubicima ΣQgub. Gubici pretvorbe energije Gubitak u teorijskom kružnom procesu s idealiziranim radnim medijem je samo termodinamički gubitak odvedenom toplinom iz procesa. Dobiveni rad se uzima kao teorijski rad Wth :

odvgub QQ =∑ ( 4.9 )

odvdovth QQW −= ( 4.10 ) Da bi mogli ocijeniti pretvorbu energije u stvarnom motoru potrebno je u obzir uzeti gubitke zbog primjene realnog radnog medija, kojemu svojstva ovise o tlaku, temperaturi, sastavu i disocijaciji. Tek primjenom elektroničkih računala omogućen je proračun realnog (stvarnog) radnog procesa, pomoću kojega je moguće relativno točno odrediti gubitke koji nastaju pri pretvorbi energije u motoru, kao i promjene stanja radnog medija. Na taj se način smanjenjem opsega eksperimentalnih ispitivanja štede velika materijalna sredstva.


Dovod topline Toplina se u proces dovodi putem mase goriva mg s donjom ogrjevnom moći Hd, koja će izgoriti u prostoru izgaranja i potpunim izgaranjem osloboditi toplinu Qdov:

dgdov HmQ = ( 4.11 ) Ako uvjeti izgaranja nisu takvi da će moći izgoriti svo gorivo koje smo doveli u cilindar, uvodimo stupanj djelovanja izgaranja, tako da će dovedena toplina biti:

dgizgdov HmQ η= ( 4.12 ) Radni medij pored mase goriva mg čini i masa suhog zraka mz, masa vodene pare md i masa zaostalih plinova izgaranja mR iz prethodnog procesa. Ako zanemarimo masu zaostalih plinova izgaranja mR i vodene pare md (sadržaj vodene pare u zraku je manji od 1%), masa radnog medija u cilindru će dovoljno točno biti predstavljena jednadžbom:

gzc mmm += ( 4.13 ) Masa zraka koju dovodimo za stehiometrijsko izgaranje 1 kg goriva označava se s Lmin. Pretičak zraka λ opisuje koliko smo doveli zraka obzirom na masu zraka potrebnu za stehiometrijsko izgaranje goriva. Za λ =1 smjesa je stehiometrijska, tj. doveli smo točno masu zraka koja je potrebna za izgaranje goriva. U uvjetima kada se u motor usisava stehiometrijska goriva smjesa koja je ranije pripremljena, izgaranje će biti potpuno. Ako smo u zrak koji smo usisali u cilindar neposredno prije izgaranja ubrizgavamo stehiometrijsku količinu goriva, zbog manjkavosti u nepotpunom miješanju goriva i zraka (tijekom kratkog vremena koje stoji na raspolaganju), dijelovi goriva neće moći pronaći dijelove još svježeg zraka i izgaranje neće biti potpuno. Zbog toga se često dovodi nešto veća količina zraka od stehiometrijski potrebne. Za λ >1 smjesa je siromašna jer smo doveli više zraka nego je potrebno za stehiometrijsko izgaranje. Za λ <1 smjesa je bogata jer ima viška goriva obzirom na dovedenu masu zraka. Za izgaranje mase goriva mg dovodimo masu zraka mz:

minLmm gz λ= ( 4.14 ) Ogrjevna moć gorive smjese je:

min1 LH

mmmH

mQH dizg

zg

gdizg

c

dovs λ

ηη+

=+

== ( 4.15 )

Ogrjevna moć smjese predstavlja dovedenu toplinu po jedinici mase radnog medija. Pretičak zraka λ je omjer mase suhog zraka u cilindru prema masi zraka potrebnoj za stehiometrijsko izgaranje dovedenog goriva:

minLmm

g

z=λ ( 4.16 )

Ogrijevna moć benzina i lakog dizelskog goriva je približno Hd ≈ 43 MJ/kg, a za teška goriva iznosi Hd≈41 MJ/kg. Minimalna količina zraka za stehiometrijsko izgaranje je Lmin = 14.7 kg zraka / kg goriva za benzin, Lmin = 14.5 kg / kg za lako dizelsko gorivo i Lmin = 13.9 kg / kg za teško gorivo.


Usporedni proces s idealnim radnim medijem Kod usporednog procesa s idealnim radnim medijem promatra se samo visokotlačni dio procesa, bez dijela procesa u kojemu se odvija izmjena radnog medija. Usporedni proces mora zadovoljiti slijedeće kriterije: • jednaki volumeni i stupnjevi kompresije kao kod stvarnog motora uz hermetičko brtvljenje radnog

prostora, • potpuno punjenje radnog prostora idealnim plinom (κ = const) sa stanjem prije usisa u motor, • adijabatska kompresija i ekspanzija (bez prijelaza topline), • dovod topline koji odgovara stvarnoj količini goriva dovedenoj u motor uz idealno i potpuno

izgaranje, • idealizirano dovođenje topline po izohori (V2 = Vc) ili po izobari pri maksimalnom tlaku procesa

pmax, • izohorno odvođenje topline na kraju ekspanzije uz smanjenje tlaka do tlaka početnog stanja, bez

gubitaka. Jedan ovakav proces predstavlja Seiligerov proces (slika 4.1), koji je primjenljiv i kod dizelskih motora i kod Ottovih motora. Seiligerov proces se odvija po slijedećim dijelovima: 1 - 2 izentropska kompresija 2 - 3 izohorno dovođenje topline 3 - 3' izobarno dovođenje topline 3' - 4 izentropska ekspanzija 4 - 1 izohorno odvođenje topline.

Slika 4.1 Seiligerov proces (puna linija) u usporedbi s Ottovim procesom (linija crta-točka) i Dieselovim procesom (crtkana linija)

Uvodimo slijedeće omjere:

stupanj kompresije 2

1

VV

=ε , ( 4.17 )

stupanj povećanja tlaka 2

3

pp

=ψ ( 4.18 )


stupanj povećanja volumena 3

3

VV ′=ϕ ( 4.19 )

Dovedena toplina u proces jednaka je:

( ) ( )[ ]33233332 TTcTTcmQQQ pvcdov −+−=+= ′′−− ( 4.20 ) Odvedena toplina iz procesa jednaka je:

( )1414 TTcmQQ vcodv −== − ( 4.21 ) Termički stupanj djelovanja jednak je:

dov

odv

dov

odvdov

dovth Q

QQ

QQQW −=

−== 1η ( 4.22 )

( )( ) ( )[ ]

−+−

−

−=

−+−−

−=′′ 11

111

3

3

2

3

2

3

1

4

2

1

3323

14

TT

TT

TT

TT

TT

TTcTTcmTTcm

pvc

vcth

κη ( 4.23 )

Postaviti ćemo potrebne omjere:

11

2

1

1

2 −−

=

= κ

κ

εVV

TT

( 4.24 )

ψ==2

3

2

3

pp

TT

( 4.25 )

ϕ== ′′

3

3

3

3

VV

TT

( 4.26 )

ϕε==

′′ 3

3

3

4

3

4

VV

VV

VV

( 4.27 )

11

4

3

3

4−−

′

′

=

=

κκ

εϕ

VV

TT

( 4.28 )

κκκ

ϕψεψϕεϕ =

== −

−′

′

11

1

2

2

3

3

3

3

4

1

4

TT

TT

TT

TT

TT

( 4.29 )

Uvrstimo li ove omjere za temperature u jednadžbu za termički stupanj djelovanja dobivamo:

( )11111 1 −+−

−−= − ϕκψψϕψ

εη

κ

κth ( 4.30 )


Primjenom dobivene jednadžbe za termički stupanj djelovanja za Seiligerov kružni proces moguće je dobiti i termičke stupnjeve djelovanja za Ottov i Dieselov kružni proces. Kod Ottovog kružnog procesa sav dovod topline vrši se po izohori, pri konstantnom volumenu. Pri ovakvom dovodu topline stupanj povećanja volumena (zbog dovoda topline pri konstantnom tlaku) jednak je ϕ = 1. Uvrstimo li tu vrijednost u gornju jednadžbu dobiti ćemo termički stupanj djelovanja za Ottov proces:

1,11 −−= κε

η Ottoth ( 4.31 )

Kod Dieselovog kružnog procesa, dovod topline nakon kompresije vrši se samo po izobari, pri konstantnom tlaku. Pritom ne dolazi do povećanja tlaka, tako da je stupanj povećanja tlaka jednak ψ = 1. Termički stupanj djelovanja Dieselovog procesa je:

( )1111 1, −

−−= − ϕκϕ

εη

κ

κDieselth ( 4.32 )

Stupanj povećanja tlaka ovisi o količini topline dovedene po izohori:

22

2

2

3

2

3 1TcHx

TcHx

T

TT

pp

v

sv

s

+=+

===ψ ( 4.33 )

gdje je x udio od ukupne gorive smjese, koji izgara pri konstantnom volumenu (po izohori). Taj se udio može izračunati po jednadžbi:

( )s

v

HTc

x 21−=

ψ ( 4.34 )

Stupanj povećanja tlaka će imati maksimalnu vrijednost kada svo gorivo bude izgorilo pri konstantnom volumenu, tj. kada bude bilo x = 1.

2max 1

TcH

v

s+=ψ ( 4.35 )

Stupanj povećanja volumena ϕ možemo prikazati jednadžbom:

( )( ) ( )

2

2

33

3

3

3

3

3 1111

1

TcTcH

TcH

xT

cH

xT

TT

VV

p

vs

p

sp

s

ψψϕ −−

+=−+=−+

=== ′′ ( 4.36 )

( )

−−+= 111

2

ψψκ

ϕTc

H

v

s ( 4.37 )

gdje maksimalnu vrijednost postižemo za ψ = 1, kada je ϕ = ϕmax. Tlak i temperatura na kraju kompresije su:

κε12 pp = ( 4.38 )


1

12−= κεTT ( 4.39 )

Prema iskustvu, izračunati tlak na kraju kompresije odgovara tlaku na kraju kompresije u stvarnom motoru, dok maksimalni tlak ovisi o opterećenju motora. Maksimalni tlak za pojedine motore iznosi: pmax = 30 ... 60 bar, Ottovi motori sa slobodnim usisom pmax = 40 ... 70 bar, dizelski motori sa slobodnim usisom pmax = 80 ... 150 bar, dizelski motori s prednabijanjem pmax ≤ 130 bar dvotaktni sporokretni dizelski motori Iskustvene vrijednosti porasta tlaka su: ψ = 1.1 ... 1.2 dizelski motor s pretkomorom ψ = 1.4 ... 1.6 dizelski motor s direktnim ubrizgavanjem Stupanj povećanja tlaka se uzima manji kod većeg tlaka prednabijanja motora, kako nebi prekoračili maksimalne dopuštene tlakove, određene konstrukcijom motora. Pretičak zraka ima različite vrijednosti. Kod Ottovih motora pretičak zraka λ je konstantan i vrijednost mu se kreće u uskim granicama oko λ = 1 (stehiometrijska goriva smjesa). Kod dizelskih motora sa slobodnim usisom pretičak zraka se mijenja ovisno o opterećenju motora (veće opterećenje, manji pretičak zraka) u granicama λ = 1.5 ... 6. Kod dizelskih motora s prednabijanjem pretičak zraka također ovisi o opterećenju motora i kreće se u granicama λ = 2 ... 8. Stupanj kompresije ε je različit za različite izvedbe motora, a vrijednosti su date u tablici 3. Uporedni proces s realnim radnim medijem Ako se polazi od idealnog motora s otvorenim procesom (ne više povrativim kružnim procesom), uz uvjete idealne izmjene radnog medija, tada treba uvjete koji su dati za uporedni proces s idealnim radnim medijem dopuniti sa slijedećim uvjetima: • izmjena radnog medija odvija se po izobari, bez gubitaka (nema pada tlaka i zagrijavanja), • uzimaju se u obzir svojstva realnog plina pri svim promjenama stanja. Tako definirani usporedni proces za idealni motor odgovara propisima DIN1940. Promjenom specifičnih toplina sa temperaturom i sastavom (slika 4.2), kao i endotermnim raspadom produkata izgaranja (disocijacijom) pri temperaturama višim od 1500 K, dolazi do smanjenja mehaničkog rada Wth na Wid, što se može odrediti iz Mollierovog h-s dijagrama ili računski iteracijskim metodama iz sustava nelinearnih jednadžbi. Sastav radnog medija ovisi o odabranom gorivu i omjerima sudionika. Postoje matematički modeli za sastav radnog medija kod primjene referentnog dizelskog goriva, sastava c/h = 85.63/13.37, ovisno o pretičku zraka. Za idealni motor možemo odrediti stupanj djelovanja kao:

dg

idid Hm

W=η ( 4.40 )

Pritom je ηid <ηth. Na veličinu stupnja djelovanja idealnog procesa utječe pretičak zraka λ, stupanj kompresije ε, stanje na početku procesa p1, T1, veličina maksimalnog tlaka p3/p1. Za granični slučaj Ottovog procesa (vidi sliku 4.1 uz p'2 = pmax) moguće je procijeniti stupanj djelovanja idealnog procesa (slika 4.4).


Slika 4.2 Utjecaj temperature, tlaka i pretička zraka na a) eksponent adijabate i b) specifičnu toplinu pri konstantnom volumenu

Slika 4.3 Utjecaj stupnja kompresije i pretička zraka na stupanj djelovanja idealnoga procesa s ograničenim maksimalnim tlakom od p3/p1 = 60

Kompresija zraka Kompresija gorive smjese


Slika 4.4 Utjecaj stupnja kompresije i pretička zraka na stupanj djelovanja Ottovog idealnog procesa

4.2.3 Realni radni proces Rad realnog procesa motora Indicirani rad Za realni proces motora, tijekom jednog radnog procesa, kada se u svim cilindrima motora odvija jednaki proces, indicirani rad je:

∫= dVpzWi ( 4.41 )

Indicirani rad (tj. rad koji je radni medij predao klipu) sastoji se iz pozitivnog rada visokotlačnog dijela procesa i rada izmjene radnog medija, koji je negativan kod motora sa slobodnim usisom, a može biti pozitivan kod motora s prednabijanjem (slika 4.5a). Da bi odredili indicirani rad Wi, moramo izmjeriti tlak pc u cilindru. Mehanički indikator s klipom i oprugom koristi se za indiciranje (mjerenje tlaka) još samo kod sporokretnih dvotaktnih dizelskih motora s brzinom vrtnje manjom od n = 3 s-1 (180 min-1). Tlak potiskuje klip indikatora i deformira oprugu. Gibanje klipa, proporcionalno tlaku, prenosi se preko polužja s pojačanjem na grafički papir, kojega dodatno preko polužja pokreće klip motora, svojim hodom. Rezultat je zatvoreni p-V dijagram iz kojega planimetriranjem možemo odrediti površinu, a množenjem s

Kompresija zrakaKompr. gorive smjese


mjerilima za volumen i za tlak, dobivamo rad procesa za jedan cilindar. Kod brzokretnih motora s vrlo brzim promjenama tlaka potrebno je primijeniti uređaje za indiciranje s visokim graničnim frekvencijama (npr. piezoelektrične davače). Elektroničkim putem vrši se mjerenje, očitavanje mjernih podataka i njihovo spremanje. Očitava se promjena tlaka i kut koljenastog vratila. Kasnije se numeričkom obradom dobiva zatvoreni p-V dijagram i sve potrebne veličine. Za poznatu funkciju hoda klipa u funkciji kuta koljena x = x(ϕ) i vezu između brzine vrtnje i vremenske promjene kuta koljena ϕ dobiva se jednadžba za indicirani rad:

( ) ϕϕ

ϕω ddxd

pAW kcki ∫= ( 4.42 )

Slika 4.5 p-V dijagram za stvarni proces motora u usporedbi s idealnim procesom a) p-V dijagram cijeloga procesa, b) p-V dijagram izmjene radnoga medija

Efektivni rad Efektivni rad je rad koji motor predaje na svojoj spojci za pogon trošila. Ovaj se rad može odrediti iz momenta motora i iz taktnosti motora. Moment motora mjeri se kočenjem motora. Efektivni rad je:

zMWe

τπ= ( 4.43 )

Efektivna snaga Efektivna snaga motora može se odrediti iz efektivnog rada i brzine vrtnje:

Stvarni proces

Idealni proces


τπ

τπω ee

eWnz

nWz

MP2

2 === ( 4.44 )

Slika 4.6 a) Razvijeni indikatorski dijagram i b) hod ventila Oznake: GMT, DMT – gornja i donja mrtva točka, PI, KI – početak i kraj izgaranja,

IVO, IVZ – otvaranje i zatvaranje ispušnog ventila, UVO, UVZ – otvaranje i zatvaranje usisnog ventila

Rad mehaničkih gubitaka Razlika između indiciranog rada i efektivnog rada je rad potreban za pokrivanje mehaničkih gubitaka u motoru: Wm = Wi - We ( 4.45 ) Mehaničke gubitke motora čine: • rad trenja na kliznim plohama mehanizma, • aerodinamičko trenje između pokretnih dijelova i zraka, • hidrauličko trenje, • potreban rad za pogon pomoćne opreme motora (pogon ventila, pumpe za ubrizgavanje goriva,

rashladne pumpe ili ventilatora itd.). Mehanički gubici ovise o izvedbi motora, opterećenju i brzini vrtnje. Kod brzokretnih vozilskih motora, gubici trenja čine ~67% mehaničkih gubitaka, od čega najveći dio otpada na trenje klipa i klipnih prstenova. Preostala trećina gubitaka dijeli se približno jednako na pogon pomoćne opreme i aerodinamčko, odnosno hidrauličko trenje (pumpno djelovanje donje strane klipa, ventilacija uvjetovana koljenastim mehanizmom, pljuskanje ulja). Mjerenjem se utvrđuje veličina mehaničkih gubitaka Wm, kao razlika indiciranog i efektivnog rada. Prilikom mjerenja indiciranog rada potrebno je uzeti u obzir odstupanja promjene tlaka od procesa do procesa. Približne metode za određivanje mehaničkih gubitaka su: • mjerenje zaustavljanja motora (mjerenje smanjenja brzine vrtnje), odakle se dobija moment

mehaničkih gubitaka:

tddJM ukm

ω= ( 4.46 )

• strani pogon motora (npr. motor bez paljenja guramo elektromotorom), • isključivanjem pojedinih cilindara ili grupa cilindara, • snimanje Williansovih linija (ekstrapolacijom mjerenja potrošnje goriva pri promjeni opterećenja

pri različitim konstantnim brzinama vrtnje, gdje položaju za mg = 0 odgovara vrijednost ~Wm).

DMT DMT DMT GMTGMT

UVZ PI KI IVO UVO UVZ IVZ

Ispuh Usis


Srednji tlak Srednji tlak predstavlja prosječni rad procesa po jedinici istisnutog volumena (stapajnog volumena). Srednji indicirani tlak je:

s

iisr V

Wp =, ( 4.47 )

Kod klipnog motora, gdje je indiciranjem snimljen tlak u cilindru pc(ϕ), srednji indicirani tlak je:

( )∫= dtddx

tpp kcisr ϕπ

ω2, ( 4.48 )

Srednji efektivni tlak je:

s

eesr V

Wp =, ( 4.49 )

Srednji efektivni tlak ne ovisi o dimenzijama motora ili brzini vrtnje, tako da je, pored srednje brzine klipa cs, jedan od najvažnijih značajki motora. Iako se koristi naziv "srednji efektivni tlak", on nije mjerljiv kao tlak, već predstavlja specifični efektivni rad po jedinici stapajnog volumena (često se u žargonu koristi naziv "litarski rad"). Srednji tlak mehaničkih gubitaka opisuje ukupne gubitke u motoru:

m

mesresrisr

s

mmsr ppp

VW

pη

η−=−==

1,,,, ( 4.50 )

Stupnjevi djelovanja Indicirani stupanj djelovanja uzima u obzir sumu svih gubitaka ΣQg, koji pored termodinamičkih gubitaka Qodv, sadrže gubitke prouzročene: • realnim svojstvima radnog medija, • nedovoljnim brtvljenjem i propuštanjem radnog medija iz cilindra, • izmjenom topline sa stjenkama cilindra, • izgaranjem, koje nije potpuno i daleko je od idealnog pri p=const i V=const , • neizohornim odvodom topline iz cilindra, • gubicima strujanja i izmjeni topline sa stjenkama pri izmjeni radnog medija. Sve se to odražava na promjenu tlaka u cilindru, koja ne slijedi zamišljeni idealni proces, tako da nastaju razlike i dobivamo manji indicirani rad procesa. Indicirani stupanj djelovanja predstavlja omjer između dobivenog indiciranog rada i dovedene topline:

dg

ii Hm

W=η ( 4.51 )

Stupanj savršenstva predstavlja omjer indiciranog rada prema radu teorijskog procesa, tj. predstavlja koliko smo s realnim procesom ispunili zamišljenu krivulju kružnog procesa:


th

i

th

is W

Wηηη == ( 4.52 )

Mehanički stupanj djelovanja predstavlja omjer efektivnog rada prema indiciranom radu:

i

m

i

em W

WWW

−== 1η ( 4.53 )

Efektivni stupanj djelovanja predstavlja omjer efektivnog rada prema dovedenoj energiji:

mimsthi

e

dg

i

dg

ee W

WHm

WHm

W ηηηηηη ==== ( 4.54 )

Na slikama 4 7 i 4 8 prikazana je promjena stupnjeva djelovanja pri promjeni brzine vrtnje i pri promjeni opterećenja motora. Kod različitih motora, vrijednosti stupnja savršenstva su različite po svojoj vrijednosti, dok termički stupanj djelovanja ovisi o odabranom radnom procesu, o konstrukcijskoj izvedbi i opterećenju motora. U tablici 1 vidimo da kod velikih dizelskih motora postoji vrlo malo prostora za daljnje povećanje stupnja djelovanja. Kako sa novim načinima proračuna motora dobivamo izravno indicirani stupanj djelovanja, termički stupanj djelovanja i stupanj savršenstva izgubili su na svom značaju. Primjena idealnog procesa ne omogućuje jednostavne prognoze rada motora pri promijenjenim uvjetima rada (djelomično opterećenje, različite brzine vrtnje itd.).

Slika 4.7 Stupanj djelovanja i specifični rad Ottovog motora za osobno vozilo

(VH = 1.3 dm3, D = 77 mm, s = 69 mm, Pe = 29.4 kW)

Slika 4.8 Stupanj djelovanja dizelskog motora pri nazivnoj brzini vrtnje u ovisnosti o

opterećenju motora

Tablica 1 Stupnjevi djelovanja kod motora s unutarnjim izgaranjem Radni proces Izvedba motora ηe ηm ηs 4T, Ottov motor 4T, dizelski motor 2T, dizelski motor

Vozilski motor Vozilski motor Srednjekretni motor Sporokretni motor

0.22 ... 0.32 0.28 ... 0.42 0.40 ... 0.46 0.38 ... 0.51

0.87 ... 0.95 0.83 ... 0.92 0.83 ... 0.92 0.88 ... 0.91

0.80 ... 0.90 0.88 ... 0.90 0.88 ... 0.90 0.85 ... 0.88


Proračun realnog procesa motora Kod proračuna realnog procesa motora mogu se koristiti modeli različite dimenzionalnosti, obzirom na to koliko je dimenzija prostora obuhvaćeno modelom. Najjednostavniji i najbrži za proračun je tzv. nultodimenzionalni model, gdje se motor dijeli u kontrolne volumene u kojima je u datom trenutku stanje homogeno po cijelom volumenu. Volumeni su spojeni vezama preko kojih se obavlja transport energije i mase. Jedan kontrolni volumen je cilindar motora, gdje sve veličine vezane za njega nose indeks c. Cilindar motora slika 4.9 predstavlja zatvoreni termodinamički sustav za koji možemo napisati jednadžbu očuvanja energije:

( )ϕϕϕϕϕϕ d

dmhddmh

ddVp

dumd

ddQ

ddQ i

iu

uc

cccstg +−+=− ( 4.55 )

Članovi gornje jednadžbe su prikazani u funkciji kuta koljena ϕ i navedeni su slijedećim redoslijedom: • dovedena toplina oslobođena izgaranjem goriva, • toplina odvedena na stjenke cilindra, • promjena unutarnje energije sustava, • rad predan klipu, • osjetna toplina dovedena usisanom masom, • osjetna toplina odvedena ispušnim plinovima.

Slika 4.9 Prostor cilindra kao kontrolni volumen pri proračunu motora Uz masu goriva (dovedenu ubrizgavanjem) prikazanu kao:

d

gg H

Qm = ( 4.56 )

jednadžba očuvanja mase je:

Granica kontrolnog volumena


ϕϕϕϕ ddm

ddm

ddQ

Hddm iug

d

c −+= 1 ( 4.57 )

Stanje radnog medija pratimo preko temperature, a preko jednadžbe stanja možemo naknadno odrediti tlak:

−−−+−−

=

ϕλ

λ∂∂

ϕϕϕϕϕϕ∂∂ϕ d

dumddmu

ddmh

ddmh

ddVp

ddQ

ddQ

Tum

ddT

cc

ci

iu

uc

cstg

vcc

c 1 ( 4.58 )

Promjena mase izgorenog goriva u cilindru se može prikazati jednadžbom:

ϕϕϕ ddm

mm

ddQ

Hddm i

c

gg

d

g −= 1 ( 4.59 )

odnosno promjena pretička zraka ili sastava radnog medija :

−=

ϕϕϕλ

ddm

mm

ddm

Lmdd g

g

cc

stg

1 ( 4.60 )

Ako su poznate termičke i kaloričke veličine stanja radnog medija, pri zadanim rubnim uvjetima možemo izvršiti integraciju ovih jednadžbi po koracima. Kako u početku nisu poznate stvarne početne vrijednosti procesa, moramo ih na početku pretpostaviti i pustiti proračun da konvergira ka rješenju, tako da je stanje na kraju posljednjeg proračunskog procesa približno jednako stanju na početku prethodnog procesa. Tlak u radnom prostoru izračunava se iz jednadžbe stanja za realni plin, gdje pomoću faktora kompresibilnosti Z prilagođavamo jednadžbu idealnog plina:

cccc TRmZVp = ( 4.61 ) Za opis odvijanja procesa izgaranja u cilindru nema jednostavnih izraza koji bi dovoljno točno mogli obuhvatiti ovaj fizički i kemijski proces. Zbog toga se koristimo pogodnim korelacijskim funkcijama, koje prikazuju brzinu odvijanja izgaranja, gdje je promjenom parametara potrebno funkciju čim više približiti početku izgaranja, trajanju izgaranja i obliku stvarne krivulje izgaranja, odnosno oslobađanja topline. Najjednostavniji oblik te funkcije je trokut, no on se zbog svojih nedostataka ne koristi. Iz teorije kemijske kinetike (područja znanosti koje se bavi brzinom odvijanja kemijskih reakcija) I.I.Vibe je izveo korelaciju koja se danas često koristi i naziva Vibeova funkcija. Funkcija je razvijena za izgaranje homogene gorive smjese, ali se često koristi i kod izgaranja heterogene smjese, kakva je smjesa goriva kod dizelskog motora. Vibeova funkcija je prikazana u bezdimenzionalnom obliku na slici 4 10. Integral pod funkcijom je uvijek jednak jedinici (vrijednost apscise je od 0 do 1), pošto se koristi relativno vrijeme izgaranja:

( )

( )piki

piyϕϕ

ϕϕ−

−= , ( 4.62 )

gdje je ϕpi kut početka izgaranja, a ϕki kut kraja izgaranja. Izgaranje traje:

pikiti ϕϕϕ −= ( 4.63 )


Slika 4.10 Utjecaj Vibeovog eksponenta m na a) zakon oslobađanja topline i b) na stupanj djelovanja,

maksimalni tlak pmax i temperaturu na kraju ekspanzije Texp ovisno o početku izgaranja ϕVB Pomoću eksponenta m Vibeove funkcije može se prilagoditi oblik same funkcije. Primjenom ovakve funkcije u modelu realnog procesa moguće je ispitati utjecaj položaja početka izgaranja na indicirani stupanj djelovanja, maksimalni tlak procesa i temperaturu na kraju ekspanzije (slika 4.10b). Vidimo da ranije paljenje uzrokuje povećanje maksimalnog tlaka i smanjenje temperature plinova na kraju ekspanzije u cilindru, dok kasnijim paljenjem dobivamo niže tlakove i višu temperaturu plinova u cilindru. Toplina koju radni medij predaje stjenci, na površini stjenke A je:

( )dtTTAdQ stciiist −= α, ( 4.64 ) Lokalni koeficijenti prijelaza topline su obično nepoznati, pa se usvajaju srednje vrijednosti koeficijenata prijelaza topline α i srednje vrijednosti temperature stjenke Tst za ukupnu površinu stjenke ili se određuju zasebno za svaki dio (klip, cilindarska košuljica, cilindarska glava, ventili). Izmjena topline između radnog medija i stjenke ovisi o stanju radnog medija, o procesu izgaranja, o strujanju uz stjenku i geometrijskim dimenzijama cilindra. Prema eksperimentalnim mjerenjima na Ottovim i dizelskim motorima, prof. Woschni TU München je predložio empirijsku jednadžbu:

( )

−+= −−

11

121

2.053.08.0130VpTV

ppCcCDTp scsccα ( 4.65 )

gdje je α, W/(m2K) koeficijent prijelaza topline, pc, bar trenutni tlak u cilindru, Tc, K trenutna temperatura u cilindru, D, m promjer cilindra, cs m/s srednja brzina klipa, Vs m3 stapajni volumen, p bar trenutni tlak u cilindru kada nema izgaranja, a p1, V1 i T1 su veličine stanja u cilindru u trenutku kada se zatvara usisni ventil. Koeficijent C1 ima slijedeće vrijednosti:


s

o

cc

C 308.026.21 += tijekom izmjene radnog medija

( 4.66 )

s

o

cc

C 417.018.61 += tijekom visokotlačnog dijela procesa

Veličina co /cs predstavlja omjer između obodne brzine vrtloga prema srednjoj brzini klipa, tj. omjer generiranog vrtloga tijekom usisa. Vrijednosti tog omjera su slijedeće: • co /cs = 2 ... 5 brzokretni motori s direktnim ubrizgavanjem, • co /cs = 2 ... 3 motori s ubrizgavanjem goriva na stijenku udubljenja u klipu, • co /cs = 0 ... 1 veliki sporokretni motori. Konstanta C2 uzima u obzir intenzivirani prijelaz topline tijekom izgaranja, zbog povećanih brzina strujanja, turbulencije, zračenja itd. Vrijednosti ovog koeficijenta su:

32 1024.3 −⋅=C m/(sK) dizelski motori s ubrizgavanjem goriva u cilindar i Ottovi motori

( 4.67 ) 3

2 1022.6 −⋅=C m/(sK) dizelski motori s indirektnim ubrizgavanjem Iz poznatog kuta koljena i kinematike koljenastog mehanizma može se odrediti promjena volumena za dati cilindar:

−+=

ϕλϕϕλϕ

ϕ 22 sin1

cossinsinrAddV

kc ( 4.68 )

gdje je Ak površina poprečnog presjeka cilindra, r radius koljena, λ je omjer radiusa koljena i dužine ojnice i ϕ kut koljena. Do izmjene mase među kontrolnim volumenima dolazi kroz spojne otvore s efektivnom protočnom površinom Aef pod djelovanjem razlike tlaka po zakonima nestacionarne dinamike plinova. Pri kvazistacionarnom pristupu, tijekom malog vremenskog djelića, tj. tijekom vremenskog koraka integracije i pri adijabatskom strujanju kroz mjesto prigušenja maseni protok je:

1

12,1

1TR

pAddm

ef ψωϕ= ( 4.69 )

Indeks 1 odnosi se na stanje prije mjesta prigušenja, gledano u smjeru strujanja. Ukoliko je omjer tlakova po dogovoru p1 / p2 < 1, funkcija protoka ψ1,2 će biti:

−

−

=

+κ

κκ

κκψ

1

1

2

2

1

22,1 1

2pp

pp

( 4.70 )

Pri kritičnom omjeru tlakova:

1

1

2

12 −

+≥

κκ

κpp

( 4.71 )


u jednadžbu (4.33) treba supstituirati taj omjer tlakova. Brzina strujanja se tada odvija lokalnom brzinom zvuka i predstavlja najveću postizivu brzinu strujanja. Efektivna protočna površina se određuje iz poznate geometrijske protočne površine i koeficijenta kontrakcije mlaza µ:

geomef AA µ= ( 4.72 ) Vrijednosti koeficijenta kontrakcije mlaza µ se određuju eksperimentalno u pokusima sa stacionarnim strujanjem, za različite veličine i oblike geometrijske protočne površine. 4.3 IZMJENA RADNOG MEDIJA 4.3.1 Značajke izmjene radnog medija Četverotaktni motor Kvalitet izmjene radnog medija, tj. zamjene plinova izgaranja novim svježim radnim medijem (zrakom kod dizelskih motora ili gorivom smjesom kod Ottovih motora) opisuje se volumetrijskim stupnjem djelovanja. On predstavlja omjer usisane mase svježeg medija prema teorijski mogućoj usisanoj masi, koja bi mogla ispuniti stapajni volumen kada bi se izjednačilo stanje ispred usisa i u cilindru.

s

cv V

m

0ρη = ( 4.73 )

gdje je ρ0 gustoća svježeg medija ispred usisa. Kod motora sa slobodnim usisom to je gustoća pri stanju okoline, kod motora s prednabijanjem to je gustoća u usisnom kolektoru. U graničnom slučaju kada bi gustoća usisanog medija u cilindru bila jednaka ρ0, tada bi uz potpuno ispiranje plinova izgaranja, postigli graničnu vrijednost volumetrijskog stupnja djelovanja. On bi bio manji od 1, jer se u cilindar usisava samo masa koja može popuniti volumen koji odgovara hodu klipa, tj. stapajni volumen, koji je za volumen kompresijskog prostora manji od maksimalnog volumena cilindra.

1max, −=

εεηv ( 4.74 )

Volumetrijski stupanj djelovanja ovisi o gubicima strujanja na putu usisa, o zagrijavanju usisanog medija na toplim stjenkama, o prekrivanju ventila pri završetku ispuha i početku usisa i o omjeru tlaka na usisu i ispuhu. Maksimalna vrijednost kod četverotaktnih motora sa slobodnim usisom iznosi ηv = 0.8 ... 0.95. Povećanjem brzine vrtnje motora rastu brzine strujanja, a time i pad tlaka u usisnom traktu i koeficijenti prijelaza topline, tako da se rapidno smanjuje volumetrijski stupanj djelovanja (slika 4.11). Pri maloj brzini vrtnje, radni medij bježi, kroz još otvoreni usisni ventil na početku kompresije, natrag prema usisu dio usisanog medija, i taj se gubitak s povećanjem brzine vrtnje smanjuje, no raste utjecaj manjeg punjenja cilindra jer se ne stigne dovoljno iskoristiti inercijsko djelovanje stupca medija u gibanju pri kraju usisa, radi čega se i nastoji da se usisni ventil drži još neko vrijeme otvorenim tijekom početka takta kompresije. Stupanj dobave λD predstavlja omjer ukupno dovedene mase radnog medija motoru po jednom procesu obzirom na teorijski moguću usisanu masu:

s

DD V

m

0ρλ = ( 4.75 )


Slika 4.11 Stupanj punjenja u ovisnosti 1) o zagrijavanju, 2) padom tlaka pri strujanju i 3) gubicima u ispuh

Stupanj dobave je u pojedinim slučajevima veći od 1, pogotovo kod motora s predanbijanjem. Kod prednabijanja je tlak na usisu viši od tlaka na ispuhu, pa tijekom faze prekrivanja ventila kroz otvorene ventile bježi određena dovedena količina medija iz usisa prema ispuhu. Kod četverotaktnih dizelskih motora s prednabijanjem se na taj način potpomaže hlađenje dijelova prostora izgaranja i ispiranje od zaostalih plinova izgaranja u kompresijskom prostoru. Stupanj zahvaćanja λz predstavlja omjer stvarno usisane mase svježeg medija prema dovedenoj masi svježeg medija:

D

v

D

zz m

mληλ == ( 4.76 )

Kod četverotaktnih motora sa slobodnim usisom, gdje je tlak na usisu obično manji od tlaka ispuha, stupanj zahvaćanja je λz ≈ 1. Dvotaktni motor Izmjena radnog medija kod dvotaktnog motora opisuje se stupnjem dobave λD i stupnjem ispiranja λi. Stupanj ispiranja predstavlja omjer usisane mase svježeg medija prema ukupnoj masi u cilindru (smjesi svježeg medija i zaostalih plinova izgaranja):

Rz

zi mm

m+

=λ ( 4.77 )

O stupnju ispiranja će biti više riječi u poglavlju 4.3.4. Utjecaj izmjene radnog medija Kako je za izgaranje mase goriva mg pri pretičku zraka λ potrebna masa zraka:

λstgz Lmm = ( 4.78 )


što je jednako masi zraka usisanoj u cilindar tijekom usisa:

svz Vm 0ρη= ( 4.79 ) tada je dovedena količina energije izgaranjem u cilindar jednaka:

st

dsvdgdov L

HVHmQ

λρη 0== ( 4.80 )

Uz poznato stanje pred usisom u motor i uz efektivni stupanj djelovanja dobivamo efektivni rad procesa:

0

0

TRp

LHVQW

st

dsvedovee λ

ηηη == ( 4.81 )

Srednji efektivni tlak dobiti ćemo tako da efektivni rad procesa podijelimo sa stapajnim volumenom:

0

0, TR

pL

Hpst

dveesr λ

ηη= ( 4.82 )

Za konstantne vrijednosti Lst, R i Hd moment motora je proporcionalan:

0

0

TpV

M sve

ληη

∝ ( 4.83 )

Jednadžbe (4.41) i (4.42) predstavljaju glavne jednadžbe motora, koje povezuju karakteristike motora s izgaranjem u motoru. Ove jednadžbe ukazuju da je nekom zadanom motoru sa zadanim dimenzijama, odnosno Vs, povećanje momenta smanjenjem pretička zraka λ ograničeno granicom potpunog izgaranja (granica čađe kod dizelskog motora i kod Ottovih motora). Kako je temperatura okoline T0 otprilike konstantna, a na volumetrijski stupanj djelovanja ne možemo mnogo utjecati, jedini način povećanja momenta motora, a time i snage ostaje u povećanju tlaka p0 pred usisom, što postižemo prednabijanjem (vidi poglavlje 4.3.5). Utjecajem na promjenu pretička zraka reguliramo snagu kod dizelskog motora (kvalitativna regulacija), dok utjecajem na volumetrijski stupanj djelovanja prigušivanjem na usisu reguliramo snagu kod Ottovih motora (kvantitativna regulacija). 4.3.2 Oprema za upravljanje izmjenom radnog medija Ventili Ventili se koriste za upravljanje izmjenom radnog medija uglavnom kod četverotaktnog motora, rijeđe kod dvotaktnog motora (kod uzdužnog ispiranja). Ventilima upravljamo pomoću bregastog mehanizma (vidi sliku 4.6b). Otvaranjem ventila dobija se protočna površina, koja dostiže svoj maksimum kod maksimalnog podizaja ventila. Ukoliko je protočna površina na obodu pečurke ventila veća od protočne površine usisnog ili ispušnog kanala, kao protočna površina uzima se manja površina. Ventil se vraća na svoje mjesto pod djelovanjem opruge. Pritisak ventila 1 na sjedište određeno je silom u opruzi 2 i tlakom radnog medija u cilindru slika 4.12. Na slici 4.12 prikazan je pogon ventila kod bregaste osovine smještene sa strane ili ispod ravnine ventila. Brijeg bregastog vratila 6 podiže podizač 5 i prenosi gibanje preko podizne motke 4 i klackalice 3 na viseći ventil 1. Da bi cijeli mehanizam slijedio krivulju brijega, opruga 2 ventila mora


biti dovoljno jaka da cijeli mehanizam drži u kontaktu s krivuljom brijega, tj. mora savladavati inercijske sile koje se javljaju u mehanizmu. Ventili su izloženi visokom termičkom i mehaničkom opterećenju, pogotovo ispušni ventili. Kod primjene teških goriva kod dizelskih motora, ventil je izložen djelovanju visokotemperaturne korozije spojeva vanadija i natrija, tako da je kod ispušnih ventila tih motora potrebno dobro hlađenje sjedišta ventila, da se izbjegne korozija (slika 4.13). Konusna površina sjedišta smanjuje deformacije ventila, a time i habanje ventila na sjedištu.

Slika 4.12 Pogon ventila s bregastim vratilom smještenim u kućište motora

Slika 4.13 Ispušni ventil u zasebnom kućištu koje omogućuje laku izmjenu

Ventil se pri radu motora zagrijava, što uzrokuje termičke dilatacije i produženje struka ventila. Kako bi došlo do potpunog nalijeganja ventila na svoje sjedište, u mehanizmu za otvaranje ventila mora postojati zračnost, koja se mjeri na vrhu ventila, a podešava se u hladnom stanju vijkom na klackalici ili podmetanjem pločica razne debljine. Veličinu zazora propisuje proizvođač motora i o njoj treba voditi računa. Kod automobilskih motora s pogonom ventila prema slici 4.14b sve više se koriste mali hidraulički podizači koji automatski reguliraju potreban zazor ventila. Da se smanji onečišćenje sjedišta ventila nakupljanjem naslaga i da se ujednači temperatura na sjedištu ventila po opsegu, kod većih motora s većim termičkim opterećenjem i kod rada s teškim gorivom koriste se uređaji za rotaciju ventila oko uzdužne osi. To mogu biti tzv. Rotacap uređaji ili krilca dodana struku ventila. U svakom slučaju ventil se zakreće u otvorenom stanju, tako da kod sjedanja sjedne u novom položaju. Na slici 4.14 prikazane su izvedbe pogona ventila s bregastim vratilom smještenim iznad ventila. Takvim smještajem bregastog vratila smanjuju se mase mehanizma za pogon ventila, a time i inercijske sile koje mora svladati opruga ventila. Takve izvedbe pogona ventila koriste se kod brzokretnih motora s brzinama vrtnje n > 40 s-1 (2400 min-1). Izvedbe mogu bti pomoću klackalice (slika 4.14a) ili direktnim djelovanjem brijega na ventil (slika 4.14b). Pogon bregastog vratila, koje je sada smješteno u cilindarskoj glavi, vrši se pomoću nazubljenog remena ili lanca. Rijetko se koristi prijenos čeonim zupčanicima. Kod vrlo visokih brzina vrtnje (npr. trkaći motori Formule 1 s n > 160 s-1 (9600 min-1), kada sila u opruzi ne bi bila dovoljna da mehanizam ventila slijedi brijeg, koriste se udvojeni brijegovi koji preko sustava klackalica otvaraju i zatvaraju ventil (tzv. dezmodromno upravljanje ventilima). Time se smanjuje i mogućnost vibracija i odskakivanja ventila prilikom nasjedanja (slika 4.14c).


Slika 4.14 Izvedbe pogona ventila s bregastim vratilom u cilindarskoj glavi a) pomoću poluklackalice, b) izravni pogon, c) dezmodromni pogon

Slika 4.15 Promjena hoda, brzine i ubrzanja ventila tijekom njegova podizaja (prikazana je samo polovica krivulja)

Izvedba brijega definira gibanje ventila i kut otvorenosti ventila. Integral krivulje površine protočnog presjeka po kutu naziva se vremenski presjek ventila i predstavlja površinu pod krivuljama protočne površine ventila. Polagani početni podizaj ventila uvjetuje manje inercijske sile i smanjuje pobudu cijelog mehanizma s ventilom na vibracije. Težnja je da se ventil čim prije otvori, kako bi vremenski presjek ventila bio čim veći, ali da ubrzanja ne prijeđu vrijednost od 100 g (g = 9.81 m/s2, ubrzanje Zemljine gravitacije). Na slici 4.15 prikazani su dijelovi krivulje podizanja ventila i njene

Rampa Bok Vrh brijega


derivacije: brzina i ubrzanje. Cijela krivulja podizaja se danas odabire tako da krivulja ubrzanja bude glatka krivulja, bez skokovitih prijelaza.

Slika 4.16 Oznake za izračunavanje protočne površine ventila Protočni presjek ventila definiran je podizajem ventila hv (slika 4.16):

βπ sinvv hdA = ( 4.84 ) Ovdje je usvojeno da se plin giba u najužem presjeku brzinom cs paralelno s površinom sjedišta ventila. Za promjer sjedišta ventila uzima se čim veći promjer za usisni ventil, kako bi punjenje cilindra bilo čim bolje, tako da je omjer promjera usisnog ventila prema promjeru ispušnog ventila:

9.0...7.0=uv

iv

dd

( 4.85 )

Maksimalni podizaj ventila je:

30.0...25.0=dhv ( 4.86 )

Širina sjedišta ventila je:

10.0...05.0=dsv ( 4.87 )

Najmanji broj ventila po jednom cilindru četverotaktnog motora je jedan usisni i jedan ispušni ventil. Da se poveća vremenski presjek ventila, nastoji se povećati broj ventila. Rjeđe se koristi primjena dva usisna i jednog ispušnog ventila, a gotovo redovito se kod većih četverotaktnih dizelskih motora koriste dva usisna i dva ispušna ventila, čime je omogućen i bolji smještaj ventila za ubrizgavanje goriva u osi cilindra. Šiber klizač Šiber s ujednačenim gibanjem nudi prednosti manjih inercijskih sila i odgovarajućeg vremenskog presjeka, no nedostaci su u kompliciranom i otežanom brtvljenju. Usprkos velikom broju rješenja (ravni, cilindrični, konični šiberi), njihova primjena nije usvojena u motornoj industriji. U serijskoj proizvodnji se našao samo avionski motor proizvodnje Bristol-Siddeley, Engleska, s cilindričnim šiberom koji je brtvljen oprobanim klipnim prstenima.


Raspori Uz izuzetak Wankel motora, raspori se koriste samo kod dvotaktnih motora, gdje kontrolu nad otvaranjem raspora po obodu stjenke cilindra ima klip sa svojim gibanjem. Visina raspora određuje trenutak kada će doći do njihova otvaranja (kada će plašt klipa pri gibanju prema DMT otkriti raspore, odnosno pri gibanju prema GMT prekriti i zatvoriti raspore). Širina raspora određuje protočnu površinu (vidi poglavlje 4.3.4). Brtvljenje preuzimaju klipni prsteni, koji moraju biti osigurani protiv okretanja u svojim kanalima, kako bi se spriječila oštećenja pri prijelazu preko rubova raspora. Kod dvotaktnih motora posebna pažnja treba biti posvećena dobrom podmazivanju cilindra da se spriječi habanje. Pretjerano podmazivanje dovodi do zapečenja klipnih prstena u kanalima (zbog koksiranja ulja) i povećava zagađenje okoline neizgorenim ugljikovodicima (od neizgorenog ulja), što se manifestira kao plavi dim. Posebno su pogođeni mali motori, kod kojih se vrši kompresija gorive smjese u prostoru koljenastog mehanizma, tako da se podmazivanje mora provoditi domješavanjem ulja u gorivo (tzv. mješavina). 4.3.3 Izmjena radnog medija kod četverotaktnog motora Otvaranjem ispušnog ventila na kraju ekspanzije (IVO), počinje izmjena radnog medija istrujavanjem plinova izgaranja. Pošto je omjer tlaka u cilindru prema tlaku na ispuhu nadkritičan, istrujavanje se u početku odvija lokalnom brzinom zvuka (slika 4.17). Podizanjem ventila, protočni presjek je sve veći i sve veća masa ispušnih plinova istrujava iz cilindra, u kojemu se zbog smanjenja mase smanjuje tlak. Ujedno se ispušni vod puni plinovima i tlak na ispuhu raste, tako da se omjer tlakova sve više smanjuje, a time i brzina istrujavanja. Preostale plinove izgaranja iz cilindra istiskujemo gibanjem klipa. Kako je u početku otvaranja protočni presjek ventila mali, ispušni ventil se otvara prije DMT (slika 4.5b). Prerano otvaranje uvjetovalo bi gubitak na radu ekspanzije, a prekasno otvaranje povećalo bi tlak pri kojemu bi klip istiskivao plinove iz cilindra, a time bi se povećao potrebni rad za izmjenu radnog medija. O točki u kojoj ćemo otvarati ispušni ventil izravno ovisi dobiveni rad procesa, a time i snaga motora, tako da je za svaku izvedbu motora potrebno naći optimalni kut otvaranja ispušnog ventila.

Slika 4.17 Dijagram upravljanja za četverotaktni motor

Slika 4.18 Dijagram upravljanja za dvotaktni motor

Ispušni ventil ne zatvaramo odmah u GMT, već ga držimo otvorenim još neko vrijeme, tako da ga zatvaramo iza GMT (IVZ). Usisni ventil počinjemo otvarati prije GMT (UVO), kako bi čim prije u fazi usisa dostigao punu otvorenost. U području oko GMT otvoreni su istovremeno ispušni i

GMT

GMT

DMT DMT

IVO

IVZ

UVZ

UVO Usis

Ispuh

Prekrivanje ventila

Usis

Ispuh

IROIRZ

URZ URO

Prekrivanje


usisni ventil, pa tu fazu nazivamo prekrivanje ventila. Ovo prekrivanje ventila omogućuje ispiranje kompresijskog prostora, čime se postiže poboljšanje volumetrijskog stupnja djelovanja i smanjuje termičko opterećenje dijelova. Kut prekrivanja:

UVOIVZpr ϕϕϕ −= ( 4.88 ) utječe na veličinu stupnja dobave, a time i na svojstva motora. Visoki moment motora u području viših brzina vrtnje iziskuje veće prekrivanje ventila. Zatvaranjem ispušnog ventila (IVZ) počinje faza čistog usisa. Izmjena radnog medija ovisi o veličini protočnog presjeka i vremenu koje je ostavljeno za prestrujavanje. Vremensku promjenu protočnog presjeka integralno možemo prikazati tzv. vremenskim presjekom ventila At, odnosno kutnim presjekom ventila Aϕ:

∫=z

o

t

tvt dtAA ( 4.89 )

∫=z

o

dAA v

ϕ

ϕϕ ϕ

ω1

( 4.90 )

S povećanjem brzine vrtnje smanjuje se vrijednost At, pa se to nastoji kompenzirati povećanjem kuteva otvorenosti ventila. U fazi prekrivanja ventila kada su otvoreni i ispušni i usisni ventil (Ai i Au) može se pojednostavnjeno uzeti jedna adekvatna protočna površina Ared po slijedećoj jednadžbi:

∫ +=

IVZ

UVO

t

t ui

uired dt

AAAAA 22

22

( 4.91 )

Slika 4.19 Promjena protočnih presjeka usisnih i ispušnih raspora te reducirane protočne površine dvotaktnog motora

Obzirom na trajanje ukupnog procesa motora tpr = 1/n može se dobiti "ekvivalentni" protočni presjek redA (vidi sliku 4.19):

Ai

Au Ared

Nagli ispuh

IRO URO URZ IRZDMT


pr

redred t

AA = ( 4.92 )

Maseni protok svježeg medija dobivamo iz jednadžbe (4.35):

τρλ nVmmm sDispzzukz

20,, =+= &&& ( 4.93 )

koji se sastoji iz masenog protoka punjenja cilindra i ispiranja (tijekom faze prekrivanja ventila). Svedeno na stanje okoline, dobivamo volumenski protok zraka kroz motor:

u

usD

ukz

TpTpnV

mV

0

0

0

,0

2τ

λρ

==&

& ( 4.94 )

koji pri konstantnoj brzini vrtnje raste s povećanjem tlaka prednabijanja pu i smanjuje se s povećanjem temperature na usisu Tu. Maseni protok zraka za ispiranje može se odrediti približno po jednadžbi:

uuiuredredispz TRAm ρψµ ,, =& ( 4.95 ) S povećanjem brzine vrtnje maseni protok zraka za ispiranje se smanjuje, dok ukupni protok zraka raste s povećanjem brzine vrtnje. Proračunom izmjene radnog medija možemo odrediti stupanj dobave i masu svježeg medija dovedenu u cilindar, kao i izvršiti optimiranje kutova otvaranja i zatvaranja ventila. Stalnom usporedbom s rezultatima ispitivanja i korekcijom parametara sve se pouzdanije koriste rezultati ovakovih proračuna.

Slika 4.20 Izvedba nesimetričnog dijagrama za ispiranje dvotaktnog motora (Fiat Grandi Motori)

GMT

DMT

IRO

URO

URZ IRZ


Nestacionarno strujanje u usisnom i ispušnom cjevovodu može se izračunavati primjenom teorije nestacionarne dinamike plinova. U tu svrhu koristi se bilo teorija nelinearnog ili aproksimirano linearnog širenja tlačnih valova, pomoću metoda karakteristika ili konačnih razlika. Tamo gdje su pulzacije tlaka male, može se koristiti tzv. akustička teorija. Daljnja pojednostavnjenja su u primjeni metode "puni-prazni" u kojoj se npr. ispušna cijev promatra kao volumen s homogenim stanjem, koji se intermitentno puni iz cilindra i prazni u atmosferu kroz otvor konstantnog protočnog presjeka. Pritom se prate samo vremenske, a ne i lokalne promjene tlaka u ispušnoj cijevi. Prve dvije navedene metode omogućuju vrlo točno izračunavanje vremenskih i lokalnih promjena tlaka u cijevi, pogotovo u cijevima s račvanjima i promjenama presjeka. 4.3.4 Izmjena radnog medija kod dvotaktnog motora Nakon početnog ispuha iz cilindra pod djelovanjem razlike tlaka u cilindru i tlaka u ispuhu, izmjenu preostalog medija vršimo ispiranjem cilindra, za što je potrebno da imamo na raspolaganju svježi radni medij pod višim tlakom. Vrijeme prekrivanja također mora biti znatno duže. Ukoliko se koriste ispušni i usisni raspori koje gibanjem otkriva i prekriva klip, točke kada se raspori otvaraju i zatvaraju biti će simetrične obzirom na DMT, pa takvo upravljanje nazivamo simetričnim (slika 4.18). Promjena protočnog presjeka (slika 4.19) ukazuje na to da će se zbog ranijeg otvaranja i zatvaranja ispušnih raspora, pri kraju usisa kroz još otvorene ispušne raspore gubiti jedan dio usisanog radnog medija. Da bi smanjili ovaj gubitak potrebno je izvesti tzv. nesimetričan dijagram upravljanja, kako bi se ispušni raspori ranije otvorili i zatvorili obzirom na usisne raspore. To se može ostvariti tako da koristimo međusobno neovisna upravljanja usisnim i ispušnim otvorima na način da koristimo ispušni ventil i usisne raspore (slika 4.22a), fazno pomaknute protuhodne klipove od kojih jedan klip upravlja usisnim rasporima, a drugi klip ispušnim rasporima (slika 4.22b) ili primjenom dvostrukih klipova. Druga rješenja koja se mogu koristiti uz simetrično upravljanje primjenjuju zatvaranje ispušnog kanala rotirajućim klapnama itd. Pri ispiranju cilindra imamo tri granična slučaja ispiranja: • potpuno potiskivanje, • potpuno miješanje, • kratki spoj. Kod potpunog potiskivanja polazimo od pretpostavke da se na dodiru između svježeg medija i plinova izgaranja ne odvija nikakvo miješanje, već svježi medij pred sobom istiskuje plinove izgaranja. Stupanj ispiranja je proporcionalan stupnju dobave:

1−<

εελD →

εελλ 1−= Di ( 4.96 )

1−>

εελD → 1=iλ ( 4.97 )

i pri graničnoj vrijednosti dostiže vrijednost λi = 1 (potpuno ispiranje plinova izgaranja). Daljnjim povećanjem stupnja dobave λD, stupanj ispiranja se više ne mijenja. Kod potpunog miješanja, svježi medij se neposredno pri ulasku u cilindar u potpunosti miješa s plinovima u cilindru, a iz cilindra istječe nastala smjesa plinova i svježeg medija. Što je veći stupanj dobave, razrjeđenje plinova izgaranja je bolje, tako da se stupanj ispiranja mijenja po eksponencijalnoj funkciji (vidi sliku 4.21):

−−−=

εελλ 1exp1 Di ( 4.98 )


Slika 4.21 Stupanj punjenja ovisno o načinu ispiranja dvotaktnih motora i o stupnju dovoda Kod kratkog spoja svježi medij krči sebi put prema ispušnim rasporima i odmah kroz njih bježi u ispušni vod, a da nije ispred sebe potisnuo zaostale plinove izgaranja po mrtvim kutovima. To je vrlo nepoželjna pojava pa se odgovarajućim skretanjem mlaza svježeg medija sprječava takova pojava. U stvarnom motoru se u početku ispiranja, neposredno po prodoru svježeg medija u cilindar, ispiranje vrši kao potpuno potiskivanje, no s vremenom miješanje sve više uzima maha, tako da se prema kraju ispiranje približava potpunom miješanju. Na slici 4.21 prikazano je područje ispiranja kod realnih motora.

Slika 4.22 Izvedbe ispiranja dvotaktnih motora a, b, c) uzdužno ispiranje, d) poprečno ispiranje, e, f) ispiranje u petlji

Ispiranje cilindra se konstrukcijski može izvesti na više načina. To su: • uzdužno ispiranje (slike 4.22a do 4.22c), • poprečno ispiranje (slika 4.22d), • ispiranje u petlji (slike 4.22e i 4.22f).

Stvarni motor


Uzdužno ispiranje nudi mogućnosti najboljeg ispiranja, pretežno s potiskivanjem, tako da se takvim ispiranjem kod jednakih stupnjeva dobave postiže najbolji stupanj ispiranja. Kontaktna površina između svježeg medija i plinova izgaranja je mala. Primjena ovakvog ispiranja iziskuje primjenu dva neovisna upravljačka organa jer su usisni otvori s jedne strane, a ispušni otvori s druge strane cilindra. Time je moguće ostvariti nesimetrično upravljanje otvorima. Upravljanje se izvodi bilo pomoću dva fazno pomaknuta klipa ili kombinacijom klipa i ventila. Usisni raspori se raspoređuju simetrično po obodu cilindra, čime se sprječava deformacija cilindra prilikom zagrijavanja. Kod poprečnog ispiranja usisni i ispušni raspori su položeni dijametralno u stjenci cilindra. Raspoloživi opseg za smještaj raspora je mali. Da se spriječi kratki spoj pri ispiranju, usisni raspori se izvode koso, tako da se struja svježeg medija usmjeruje prema cilindarskoj glavi. Kod ispiranja u petlji, usisni raspori i ispušni raspori smješteni su na istoj strani stjenke cilindra (što je nepovoljno jer kod termičkih dilatacija dovodi do deformacije osi cilindra). Opasnost od nastanka kratkog spoja je mala. Svježi medij ulazi iz raspora i sudara se s nasuprotnom stjenkom cilindra, penje se uz nju prema cilindarskoj glavi i dalje u petlji dobro ispire cijeli cilindar. U današnje vrijeme se kod velikih sporokretnih dvotaktnih dizelskih motora za pogon brodova koristi kod svih velikih proizvođača motora uzdužno ispiranje (Wartsila, MAN B&W, Mitsubishi Heavy Industry). Razlog tome su vrlo dugi cilindri s malim promjerom, za koje je najprimjerenije uzdužno ispiranje. Kod izmjene radnog medija dvotaktnih motora, maseni protok je jednak protoku ispiranja, pa je:

ispzukz mm ,, && = ( 4.99 ) tako da je volumenski protok sveden na stanje okoline jednak:

u

uiuredred

ukz

TR

pTpA

mV

0

0,

0

,0 ψµ

ρ==

&& ( 4.100 )

Stupanj dobave je prema jednadžbi (4.35):

nVTR

AnV

m

s

uiuredred

s

ukzD ,

0

, ψµρ

λ ==&

( 4.101 )

Vidljivo je da je kvaliteta ispiranja ovisna o omjeru tlakova pu /p0 i o vremenskom presjeku raspora. Iskustvene vrijednosti za reducirani koeficijent kontrakcije mlaza su µred = 0.55 ... 0.75 (0.9), čije su vrijednosti veće kod većih promjera cilindra i kod manjih brzina vrtnje. Povećanjem brzine vrtnje smanjuje se stupanj dobave λD, što iziskuje veće tlakove prednabijanja i veću snagu za pogon puhala. Kompresiju svježeg medija za ispiranje cilindra možemo izvršiti bilo pomoću turbopuhala, volumetrijskog puhala ili donjom stranom klipa (slika 4.23). Kod malih motora s klipnim mehanizmom, kao prostor u kome se vrši kompresija svježeg medija donjom stranom klipa služi prostor koljenastog mehanizma. Usis u taj prostor upravlja se donjim rubom klipa, a komprimirani svježi medij pušta se u cilindar kroz preljevne otvore. Kod motora sa stapnim mehanizmom, svježi medij se komprimira u zatvorenoj komori ispod stapa, kroz čiju stijenku prolazi stapajica (slika 4.23a).


Slika 4.23 Izvedbe kompresije zraka za ispiranje donjom stranom klipa a) kod brodskih 2T motora, b) kod malih 2T motora

4.3.5 Prednabijanje motora Pod prednabijanjem se podrazumijeva kompresija ukupnog ili dijela svježeg medija prije nego se usiše u cilindar motora, sa svrhom povećanja snage motora. Prednabijanje se može izvesti na različite načine: • primjenom valnih pojava, • mehaničko prednabijanje, • prednabijanje turbopuhalom. Prednabijanje primjenom valnih pojava se vrši korištenjem rezonantnih pojava u usisnoj cijevi, uz odgovarajuće podešavanje dužine usisne cijevi i usisnog ventila. Na taj način se može postići efekt povećanja tlaka od pu /p0 < 1.3. Ovo se prednabijanje koristi samo kod brzokretnih automobilskih motora. Primjena valnih pojava koristi se i u Comprex uređaju, koji se sastoji iz rotora s uskim i dugim kanalima i privodnim kanalima za dovod i odvod zraka s jedne strane rotora i dovod i odvod ispušnih plinova s druge strane. Princip koji se koristi kod ovog uređaja je taj da se uska cijev kanal rotora ispuni zrakom i dovede na jednom kraju ispušne plinove pod tlakom. Ispušni plinovi pred sobom potiskuju i komprimiraju zrak koji nakon kompresije istječe na suprotnu stranu. Mali presjek kanala ujedno onemogućuje veće miješanje zraka i ispušnih plinova. Rotoru dovodimo samo snagu potrebnu za svladavanje trenja u ležajevima. Razmjena energije između zraka i ispušnih plinova odvija se izravno, bez posrednika. Ovaj način prednabijanja je pogodan za vozilske motore. Tlakovi koji se postižu takvim prednabijanjem dostižu do 2 bara. Kod mehaničkog prednabijanja koristi se puhalo, kojemu dovodimo energiju s koljenastog vratila, ili se koristi stapno puhalo vezano na koljeno koljenastog vratila. Prednabijanjem povećavamo snagu motora, ali istovremeno smanjujemo i snagu motora za snagu koju oduzimamo za pogon puhala. Stupanj djelovanja motora se ne povećava, već postoji opasnost malog smanjenja. Mehaničko prednabijanje se koristi u vrlo rijetkim prilikama.


Kod prednabijanja turbopuhalom za prednabijanje koristimo energiju ispušnih plinova, koja je ionako izgubljena za sam motor. Ispušni plinovi pokreću turbinu s kojom je zajedničkim vratilom spojeno radijalno puhalo, koje vrši kompresiju zraka. Na taj način se povećava i snaga motora i stupanj djelovanja. Prednabijanje turbopuhalom se može izvesti na dva načina: • kao impulsno prednabijanje i • kao prednabijanje konstantnim tlakom.

Slika 4.24 Usporedni proces za motor s prednabijanjem konstantnim tlakom (Rad puhala: 1 – 1z – 7 – 8 – 1, rad turbine: 3 – 4 – 6 – 8 – 3

Polazeći od idealnog procesa motora (slika 4.24) u idealnom slučaju se ukupni izentropski rad od tlaka p4z do tlaka okoline p0 pretvara u kinetičku energiju plinova. Ta se kinetička energija dovodi turbini i iskorištava za njen pogon. U stvarnosti u ispušnoj cijevi dolazi do nakupljanja mase ispušnih plinova, što se manifestira kao impuls tlaka i impuls brzine. Turbini se na taj način dovode impulsi kinetičke energije. Pri tome dolazi do visokih vršnih vrijednosti tlaka, koje premašuju tlak zraka za prednabijanje, tako da je moguće prednabijanje i kod malih stupnjeva djelovanja turbopuhala. Kako bi nakupljanje ispušnih plinova bilo što izrazitije, potrebno je da volumen ispušne cijevi koja spaja cilindar s turbinom bude čim manji. Moguće je spojiti do tri, rijetko do četiri cilindra na istu ispušnu cijev, pri čemu treba paziti na razmak paljenja spojenih cilindara, kako impuls tlaka pri ispuhu iz jednog cilindra nebi prouzročio prestrujavanje ispušnih plinova u drugi cilindar s još otvorenim ispušnim ventilom. Kod više cilindara, cijevi za svaku grupu cilindara dovode se do turbine, koja se izvodi s parcijalnim privodom, ili se pred turbinu postavlja konverter impulsa s ejektorskim djelovanjem. Izvedba impulsnog prednabijanja prikazana je na slici 4.25a. Kod prednabijanja konstantnim tlakom ispušni plinovi se skupljaju u ispušni kolektor velikog volumena, tako da ne dolazi do izražaja nakupljanje ispušnih plinova (u vidu povećanja tlaka) pri ispuhu jednog cilindra. Kolektor se kontinuirano prazni kroz turbinu. Kako je tlak u kolektoru približno konstantan, strujanje na turbini je ujednačeno. Ispušni plinovi se u ispušnom kolektoru umiruju pri tlaku pA, tako da je turbina nastrujana konstantnim tlakom. Pri ekspanziji plinova u ispušnom kolektoru dolazi do pretvorbe kinetičke energije u potencijalnu, uz vrtložno gibanje i trenje, tako da se ova pretvorba odvija uz gubitke (povećanje temperature plinova), koji su prikazani površinom 4z-3'-5z-4z i koja kao toplina odgovara površini 3'-3-4-4'-3'. Povećanjem tlaka prednabijanja utjecaj gubitaka je manji, tako da dolaze do izražaja prednosti prednabijanja konstantnim tlakom. Pri naglim promjenama opterećenja porast tlaka u ispušnom kolektoru je spor, tako da cijeli sustav reagira tromo i ovaj način prednabijanja nije pogodan za motore kod kojih se traži brzo prihvaćanje promjena opterećenja. Ovaj se način prednabijanja koristi prvenstveno kod


motora koji duže vrijeme rade pri konstantnom opterećenju, kao što je slučaj kod brodskih motora pri plovidbi otvorenim morem.

Slika 4.25 Izvedba ispušnih vodova pri a) impulsnom prednabijanju i b) prednabijanju konstantnim tlakom

Stupanj djelovanja turbopuhala se sastoji iz produkta stupnjeva djelovanja turbine i puhala ηT i ηP i mehaničkog stupnja djelovanja ηm :

mPTTP ηηηη = ( 4.102 ) Puhalo je redovito radijalno, a turbina je kod manjih turbopuhala radijalna, a kod većih turbopuhala aksijalna. Omjer tlakova na puhalu πP iznosi do 5. Stupanj djelovanja turbopuhala kod većih turbopuhala dostiže vrijednost ηTP ≈ 0.7, dok kod malih turbopuhala s promjerom kola puhala do 60 mm rijetko prelazi vrijednost ηTP = 0.4. Rotor puhala je povezan s rotorom turbine i nije mehanički povezan s dijelovima motora. Brzina vrtnje rotora turbopuhala određena je ravnotežom snage koju daje turbina i snage potrebne za rad puhala i za svladavanje gubitaka trenja. Ako pretpostavimo izentropsku kompresiju na puhalu s tlaka p0 na tlak pP i izentropsku ekspanziju s tlaka pT na tlak p0 (zanemarujemo popratne gubitke zbog pulzacija tlaka, trenja pri strujanju itd.), uz stupanj djelovanja turbopuhala ηTP i masene protoke za puhalo od:

ukzP mm ,&& = ( 4.103 ) i turbinu:

gukzT mmm &&& += , ( 4.104) tada je omjer tlakova na puhalu:

11

,

,

0

11−−

−+==

u

u

i

i

TuupP

iipTTP

PP Tcm

Tcmpp κ

κ

κκ

πηπ&

& ( 4.105 )

Indeks u se odnosi na komprimirani medij, i na ispušne plinove i 0 na atmosfersko stanje. S πT označen je omjer tlakova na turbini:

Zrak Ispuh Rashladna voda


0ppT

T =π ( 4.106 )

Iz jednadžbe (4.54) vidimo da je tlak prednabijanja ovisan o stupnju djelovanja turbopuhala, omjeru tlakova na turbini πT i temperaturi ispušnih plinova. Ova jednadžba predstavlja prvu jednadžbu u sustavu jednadžbi. Drugu jednadžbu čini jednadžba za protok (4.50) na turbini, gdje kao reduciranu površinu moramo umetnuti reduciranu protočnu površinu turbine i odgovarajuću funkciju protoka ψ za zadani omjer tlakova na turbini πT. Iz polja karakteristika turbine očitava se stupanj djelovanja turbine u funkciji omjera tlakova i brzine vrtnje. Pri istoj brzini vrtnje puhalo mora sa svojim stupnjem djelovanja ηP pri raspoloživoj snazi komprimirati volumenski protok svježeg medija &V0 na tlak pP (slika 4.26).

Slika 4.26 Ovisnost omjera tlakova na puhalu (tlaka prednabijanja) i specifičnog rada motora o stupnju djelovanja turbopuhala

Izentropskom kompresijom svježem mediju povećavamo tlak i temperaturu. Porast temperature svježeg medija ovisan je o povećanju tlaka i o stupnju djelovanja puhala ηP :

−+=

−

11

00

κκ

πη P

Pu

TTT ( 4.107 )

Povećanjem temperature smanjuje se gustoća svježeg medija, a time i srednji efektivni tlak procesa i snaga motora. Ujedno se povećava termičko opterećenje motora. Da bi smanjili temperaturu koristimo hladnjake (kod dvotaktnih motora redovito). Kod četverotaktnih dizelskih motora se hlađenje zraka koristi već kod omjera tlakova na puhalu πP > 1.5 ... 2. Veliki sporokretni dvotaktni dizelski motori se izvode isključivo s prednabijanjem pomoću turbopuhala. Slično je i kod većih četverotaktnih dizelskih motora (srednjekretni i sporiji brzokretni). Prednabijanje se danas koristi već i kod malih vozilskih motora u cilju smanjenja potrošnje i emisije štetnih plinova. Da bi se ograničio maksimalni tlak procesa pri višem početnom tlaku kompresije, smanjuje se stupanj kompresije kod motora sa prednabijanjem. Smanjenje stupnja djelovanja zbog nižeg stupnja kompresije dijelom se kompenzira većim pretičkom zraka za izgaranje (λ > 2.0, vidi sliku 4.3). Povećanjem radnog tlaka relativno se smanjuje gubitak prijelazom topline na stjenke i mehanički gubici, tako da je efektivni stupanj djelovanja motora s prednabijanjem nešto veći. S jednostepenim prednabijanjem i povećanjem snage preko 100%, omjer tlakova se kreće u granicama 5 > πP > 2.5. Srednji efektivni tlak kod pojedinih motora dostiže i do 25 bara.

Brzohodni motori

Srednjehodni motori

Sporohodni motori


Izvedeni su i motori s dvostepenim prednabijanjem sa serijskim spojem dva turbopuhala i međuhladnjakom, s ukupnim omjerom tlakova πP < 10. Postignuti su srednji efektivni tlakovi od psr,e≈30 bara. Zbog vrlo visokih mehaničkih i termičkih opterećenja, stupanj kompresije kod ovih motora je smanjen, zbog čega dolazi do poteškoća u radu na smanjenim opterećenjima i kod starta motora. Da bi se te poteškoće smanjile, izvode se posebne konstrukcije i sustavi (isključivanje reda cilindara itd.). Četverotaktni motor može raditi s tlakom na usisu manjim od tlaka na ispuhu, dok je kod dvotaktnog motora potreban određeni pretlak na usisu obzirom na ispuh (pu /pi = 1.1 ... 1.2), zbog ispiranja, tako da je za rad dvotaktnog motora potrebno uporabiti turbopuhalo s većim stupnjem djelovanja. Dvotaktni motor se tijekom ispiranja ponaša kao protočni presjek između puhala i turbine, što je usporedivo s jednoosovinskom plinskom turbinom otvorenog procesa, tako da je povećanje protoka s tlakom veće kod dvotaktnog motora nego kod četverotaktnog motora i ovisno je o stupnju djelovanja turbopuhala. Za vrijeme starta i kod vrlo niskih opterećenja turbopuhalo nije u stanju davati potreban pretlak kod dvotaktnog motora, tako da je potrebno koristiti dodatna puhala s mehaničkim pogonom (kombinirano prednabijanje). Kod četverotaktnog Ottovog motora prednabijanje ima svoju svrhu samo kod punog opterećenja motora, dok je u području djelimičnih opterećenja potrebno prigušivanje. Kako s prednabijanjem povećavamo opasnost od samoupaljivanja gorive smjese, potrebno je smanjiti stupanj kompresije, hladiti svježi medij nakon kompresije u puhalu i pomicanje točke paljenja prema kasnijem paljenju (čime se smanjuje stupanj djelovanja). U usporedbi s motorom bez prednabijanja (motor sa slobodnim usisom jednake snage), motor s prednabijanjem ima prednosti u relativno manjem trenju manjeg mehanizma. Zbog toga se prednabijanje koristi rijetko kod Ottovih motora za uobičajene namjene. 4.4 IZGARANJE U MOTORU 4.4.1 Goriva za motore Goriva za motore su plinovita ili tekuća. Kruta goriva koriste se samo indirektno (isplinjavanje, ukapljivanje). Tekuća goriva su uglavnom ugljikovodici dobiveni rafinerijskim procesom iz sirove nafte. Odlikuju se visokim sadržajem energije. Različita i ograničena nalazišta nafte iziskuju ekonomiziranje ili zamjenu uobičajenih goriva, tako da se za pogon dizelskih motora koriste goriva sve lošije kvalitete, koja su ujedno i jeftinija (teška goriva). Kao alternativa derivatima nafte javljaju se metanol CH3OH i etanol C2H5OH, alkoholi biljnog porijekla, koji se koriste u smjesi sa benzinom. Za primjenu u dizelskim motorima radi se na mogućnostima primjene metilestera izvedenih iz ulja uljane repice. Primjena ovih goriva povezana je s problemima korozije na stjenkama prostora izgaranja. Kao gorivo budućnosti spominju se još ukapljeni metan i vodik. Zahtjevi koji se postavljaju pred gorivo su različiti. Kod Ottovih motora se traži da gorivo bude lako hlapivo i da se čim teže upali samo od sebe. Kod dizelskih motora traži se da se gorivo čim lakše upali samo od sebe. Sklonost goriva ka samoupaljivanju mjeri se kod tekućih goriva oktanskim brojem (OB), a kod plinovitih goriva metanskim brojem (vidi tablicu 2). Određivanje oktanskog broja, odnosno metanskog broja se vrši tako da se sklonost goriva ka samoupaljivanju (pri čemu se javlja naglo, gotovo detonantno, izgaranje) uspoređuje s referentnim gorivom, tj. smjesom teško upaljivog


izooktana (oktanski broj 100) ili metana (metanski broj 100) s jako upaljivim n-heptanom (oktanski broj 0) ili vodikom (metanski broj 0). Ovisno o načinu i uvjetima mjerenja razlikujemo nekoliko oktanskih brojeva. Uobičajeni su istraživački (Research) i motorni oktanski broj. Tako npr. benzin super ima ROB/MOB = 98/87, a metanol ROB/MOB = 110/92. Daljnje važne karakteristike goriva su donja ogrjevna moć Hd, zatim za benzine krivulja isparavanja i tlak pare. Kod dizelskih goriva sklonost ka samoupaljivanju pokazuje cetanski broj (CB). Daljnji podaci su viskoznost goriva, ostatak koksa, sadržaj sumpora, vanadija, vode, aluminija, silicija itd., pogotovo kod teških goriva. Usporedbu goriva ne vršimo izravno putem ogrjevne moći, već putem ogrijevne moći gorive smjese (smjese goriva i zraka). Ogrjevna moć gorive smjese, bez obzira na velike razlike u ogrjevnoj moći pojedinih goriva, otprilike je jednaka za sva goriva (tekuća i plinovita) i kreće se oko vrijednosti 3 MJ/kg. Tablica 2 Otpornost plinova na samoupaljivanje

Metanski broj

Metanski broj

Vodik n-butan 99% Butan Butadien Etilen β-butilen Propilen Izobutilen Gradski plin Propan Etan

0.0 2.0

10.5 11.5 15.5 20.0 20.0 26.0

cca 33.0 35.0 43.5

Ugljični monoksid CO Zemni plin Zemni plin + 8% N2 Zemni plin + 15% N2 Zemni plin + 8% CO2 Zemni plin + 30% N2 Metan Zemni plin + 15% CO2 Zemni plin + 40% N2 Zemni plin + 20% CO2

73.090.092.094.095.599.0

100.0104.4105.5111.5

4.4.2 Stvaranje gorive smjese i izgaranje kod Otto motora Kod Ottovih motora, goriva smjesa se priprema izvan cilindra motora, prije usisa u motor. Paljenje smjese se vrši vanjskim dovodom energije u obliku električne iskre na svjećicama. Snagu motora reguliramo promjenom količine usisanog medija, tako da više ili manje prigušujemo strujanje u usisnoj cijevi (kvantitativna regulacija). Plinovita goriva se miješaju sa zrakom u posebnoj komori za miješanje, odmah ispred usisa u cilindar. Tekuća goriva miješaju se sa zrakom u rasplinjaču na ulazu u usisnu cijev ili se gorivo ubrizgava pomoću posebnih rasprskača u usisnu cijev, neposredno pred usisni ventil, vrlo rijetko u sam cilindar. Kapljice goriva isparuju i pare goriva se miješaju sa zrakom u homogenu gorivu smjesu. Temperatura upaljivanja homogene gorive smjese je najniža u blizini stehiometrijskog omjera i jako brzo raste kako se udaljavamo od takvog omjera smjese. Zbog toga se od uređaja za pripremu gorive smjese traži da sastav gorive smjese bude otprilike stehiometrijski. Zbog takvoga zahtjeva regulaciju snage možemo provesti samo promjenom količine, a ne i sastava gorive smjese. Kod smjese zraka i para benzina područje upaljivosti leži u granicama 0.6 < λ < 1.3. Smjesu s manje goriva nego što ga može izgoriti u zraku (λ > 1) nazivamo "siromašnom", a smjesu s viškom goriva (λ < 1) nazivamo "bogatom". Električnom iskrom, nešto prije GMT, prije kraja kompresije,


dovodimo lokalno veliku energiju, tako da se molekule u neposrednoj blizini raspadaju i dovode do razvoja kompleksnih pripremnih reakcija iza kojih slijedi izgaranje. Oslobođena energija dovodi do lančane reakcije koja se dalje širi i manifestira se širenjem fronte plamena. Kod normalnog izgaranja fronta plamena se širi ujednačenom brzinom kroz prostor izgaranja u obliku sferne plohe, sa središtem na elektrodama svjećice (vidi sliku 4.28). Fronta plamena se širi brzinom koja je određena brzinom progorijevanja vB i brzinom vT kojom se plamen prenosi pod djelovanjem strujanja u cilindru, tako da je ukupna brzina fronte plamena:

TBF vvv += ( 4.108 ) Brzina vrtnje motora i geometrija motora određuju strujanje u cilindru, a time i brzinu transporta plamena vT, dok kemijski sastav goriva, stanje gorive smjese i pretičak zraka određuju brzinu izgaranja vB. Brzina izgaranja se nešto smanjuje s povećanjem tlaka, dok znatno raste s povećanjem temperature. Brzina širenja plamena dostiže maksimalne vrijednosti od vF = 60 ... 100 m/s, dok brzina izgaranja dostiže maksimalne vrijednosti od vB = 10 ... 40 m/s. Za brzinu širenja plamena od velikog je utjecaja strujanje u cilindru, koje se generira tijekom usisa, a pojačava tijekom kompresije. Visoka turbulencija u cilindru pospješuje proces miješanja, dok usmjereno strujanje spriječava stvaranje homogene smjese. Utjecaj pretička zraka λ odražava se na snagu motora kroz izgaranje, pri čemu efektivni stupanj djelovanja, a time i potrošnja goriva ovise o potpunosti izgaranja (slika 4.27). Ekonomični rad motora iziskuje usklađivanje pretička zraka, pri smanjenom opterećenju siromašnija smjesa (λ >1), a pri punom opterećenju bogatija smjesa (λ ≈ 0.85 ... 0.9). Kod praznog hoda motoru se dodaje bogatija smjesa zbog velikog udjela zaostalih plinova izgaranja (λ < 0.9). Druga goriva imaju drugačije granice upaljivosti (metanol 0.34 < λ < 2.0, vodik 0.14 < λ < 10).

Slika 4.27 Ovisnost laminarne brzine širenja plamena cB, specifičnog rada we procesa, specifične potrošnje goriva be i granica upaljivosti o pretičku zraka za smjesu zraka i benzina

Kako zbog granice upaljivosti moramo pretičak zraka održavati u uskim granicama, kod promjena opterećenja motora količinu dovedene energije moramo regulirati količinom dovedene gorive smjese. To se postiže prigušivanjem u usisnoj cijevi, tako da na taj način smanjujemo volumetrijski stupanj djelovanja, čime se smanjuje i stupanj djelovanja motora. Prilikom izgaranja može doći i do neželjenog upaljivanja. Do toga može doći na dva načina: • samoupaljivanje pri dodatnoj kompresiji, • samoupaljivanje na pregrijanim površinama.

Don

ja g

rani

ca u

palji

vost

i

Gor

nja

gran

ica

upal

jivos

ti


Slika 4.28 Detonacijsko izgaranje kod Ottovih motora (Fl – fronta normalnog plamena)

Kod samoupaljivanja pri dodatnoj kompresiji dolazi do samoupaljivanja gorive smjese prije nego je fronta plamena doprla do nje. Tijekom izgaranja raste temperatura izgorenih plinova i njihov udio, posljedica čega je povećanje tlaka i temperature u cilindru. Pod tim uvjetima u području neizgorene smjese počinju predreakcije, koje se s povišenjem temperature ubrzavaju i završavaju upaljivanjem. Goriva smjesa se pritom upaljuje u širem području, u više inicijalnih centara, tako da je progaranje preostale smjese vrlo brzo. To se očituje u naglom porastu tlaka koji djelovanjem na dijelove stroja izaziva naglo opterećenje, koje se manifestira kao zvuk metalnog udarca. Dolazi do termičkih i mehaničkih preopterećenja motora i njegovih dijelova (klipova, klipnih prstena i ležajeva). Predreakcije koje vode ka samoupaljivanju počinju pri temperaturama od 750 °C do 800 °C i dovode do samoupaljivanja, ako fronta plamena ne dostigne do tih mjesta prije nego je došlo do samoupaljivanja. Nastanku ovog detonantnog izgaranja pogoduju uski zagrijani džepovi u prostoru izgaranja do kojih se teško probija fronta plamena. Za sprječavanje te neželjene pojave moramo se pobrinuti da izgaranje teče od mjesta najviše temperature prema hladnijim mjestima i da se fronta plamena čim brže i neometano proširi kroz prostor izgaranja, tj. da progaranje gorive smjese bude čim brže.

Slika 4.29 Izvedbe prostora izgaranja kod Ottovih motora a) klinasti, b) udubljenje u cil. glavi, c) izvedba u obliku krova, d) udubljenje u čelu klipa

Do samoupaljivanja na pregrijanim površinama dolazi tijekom kompresije. Umjesto da se goriva smjesa upali tek preskakanjem iskre u željenom trenutku, dolazi do upaljivanja na nekoj


pregrijanoj površini (užarene nakupine čađe, pregrijane elektrode svjećice, rubovi brtvila), tako da može doći do dostizanja maksimalnog tlaka i prije nego smo završili kompresiju, tako da dolazi do zaustavljanja motora ili do jakih udara i trešnje motora. Ponekad dolazi do samoupaljivanja paralelno sa upaljivanjem na svjećici, tako da se ono ne manifestira posebnim efektima, osim kada prekinemo dovod električne iskre (kod gašenja motora), a motor nastavlja sa svojim radom neometano. Detonantno izgaranje ćemo spriječiti ako vrijeme potrebno za odvijanje predreakcija bude duže nego što je vrijeme potrebno da fronta plamena dostigne do te gorive smjese. Zbog toga je potrebno da put za širenje fronte plamena bude što kraći. Da bi to postigli potrebno je svjećicu postaviti u osi cilindra, a prostor izgaranja treba izvesti što kompaktniji. Povećanjem brzine transporta plamena primjenom turbulentnog strujanja i povećanjem brzine izgaranja izborom optimalnog pretička zraka skraćuje se vrijeme progaranja smjese i smanjuje opasnost od detonantnog izgaranja. Povećanje oktanskog broja smanjuje brzinu odvijanja predreakcija. Smanjenje stupnja kompresije umanjuje tlak i temperaturu na kraju kompresije, čime se također smanjuje opasnost od samoupaljivanja. Samoupaljivanje na pregrijanim površinama izbjeći ćemo tako da spriječimo nastajanje naslaga čađe u prostoru izgaranja i kasnijim paljenjem na svjećicama. 4.4.3 Stvaranje gorive smjese i izgaranje kod dizelskih motora Karakteristike dizelskih motora su u stvaranju gorive smjese u cilindru motora, u heterogenoj smjesi goriva i zraka, samoupaljivanju gorive smjese i regulaciji snage na taj način da se regulira samo količina dovedenog goriva, dok se količina dovedenog zraka ne regulira (kvalitativna regulacija). Gorivo se u blizini GMT, prije kraja kompresije, ubrizgava kroz rasprskač u komprimirani vreli zrak (tlak zraka pc = 30 ... 45 bar, kod motora sa slobodnim usisom). Mlaz goriva se raspada u kapljice različite veličine i sa zrakom tvore heterogenu smjesu (tekućina + para + plin). Raspadom mlaza goriva u kapljice povećava se površina za prijelaz topline i sam koeficijent prijelaza topline, tako da je zagrijavanje goriva olakšano. Kapljice se zagrijavaju i počinju isparavati. Pare goriva se odmah miješaju sa zrakom i tvore gorivu smjesu različite koncentracije. U parama goriva se počinju odvijati predreakcije, čija brzina ovisi o temperaturi i koncentraciji gorive smjese. Na mjestima gdje su ispunjeni uvjeti za upaljivanje, dolazi do samoupaljivanja i tako nastala lokalna homogena smjesa para goriva i zraka vrlo brzo progara, uz nagli porast tlaka i temperature u prostoru izgaranja. Tijekom tog vremena svo ubrizgano gorivo još nije isparilo, (ostalo je neispareno 60 ... 90% goriva) tako da se kapljice dalje zagrijavaju i isparavaju. Kako je brzina izgaranja veća od brzine isparavanja, brzina izgaranja je sada kontrolirana brzinom isparavanja i stvaranja gorive smjese difuzijom i miješanjem para goriva i zraka. Prvi dio izgaranja se odvija vrlo brzo i naziva se izgaranje homogene smjese, dok se drugi dio odvija sporije pod kontrolom procesa difuzije, pa se naziva difuzijsko izgaranje. Izgaranje homogene faze popraćeno je plavom bojom plamena, dok difuzijski plamen ima žarku žutu boju (zbog izgaranja čađe) i daje intenzivno svijetlo. Kako se u cilindru tijekom kompresije komprimira samo zrak, nema opasnosti od njegovog samoupaljivanja, pa možemo povećati stupanj kompresije. Veći stupanj kompresije omogućuje više tlakove i temperature na kraju kompresije. Visoke temperature u trenutku ubrizgavanja goriva omogućuju da se izgaranje izvrši brže i potpunije. Posebno je to važno prilikom starta motora, kada su stijenke cilindra još hladne i kada su gubici zbog prijelaza topline na stjenke visoki. Zbog toga se kod motora sa slobodnim usisom odabiru visoki stupnjevi kompresije (ε ≈ 22 kod automobilskih motora, ε ≈ 16 kod motora za teretna vozila), dok se kod motora sa prednabijanjem odabiru i manji stupnjevi kompresije (ε = 11 ... 15). Cijeli proces od trenutka početka ubrizgavanja do kraja izgaranja može se podijeliti u nekoliko faza: 1. Prodor mlaza goriva u cilindar, 2. Raspad mlaza goriva na kapljice,


3. Zagrijavanje kapljica, 4. Isparavanje kapljica po površini, 5. Miješanje para goriva sa okolnim zrakom, 6. Predreakcije reaktanata para goriv i zraka , 7. Samoupaljivanje gorive smjese, 8. Izgaranje homogene smjese, 9. Difuzijsko izgaranje. Pojedine faze navedene u točkama 1 do 7 nisu strogo vremenski određene. Gorivo se i dalje ubrizgava, kada je već došlo do izgaranja homogene faze, tako da točke 1 do 7 teku kontinuirano. Jednom kada je došlo do izgaranja homogene faze i kada se uspostavi difuzijsko izgaranje, reakcije se i dalje odvijaju po točkama 1-6, s nastavkom na točki 8 do potpunog izgaranja goriva. Vrijeme od trenutka kada je došlo do prodora mlaza u cilindar do prvog samoupaljivanja smjese i do početka naglijeg porasta tlaka nazivamo vrijeme zakašnjenja paljenja τzp. Ovo vrijeme se smanjuje kada je temperatura u trenutku ubrizgavanja viša, kada koristimo lakše upaljivo gorivo (veći cetanski broj), kada je tlak u trenutku ubrizgavanja veći, kada je raspadanje mlaza na kapljice brže i kada su kapljice manje. Ako je vrijeme zakašnjenja paljenja duže, tijekom tog vremena stvoriti će se isparavanjem goriva veća količina homogene gorive smjese, tako da će porast tlaka zbog brzog izgaranja te veće količine goriva biti veći, što će dovesti do tzv. "tvrdog" rada motora. Pri takvom radu dolazi do mehaničkih i termičkih preopterećenja dijelova motora (klip, klipni prsteni, ležajevi), tako da nastojimo da brzina porasta tlaka u početku ne bude veća od dp/dϕ < 8 ... 10 bar/°OK. Da bi se zakašnjenje paljenja održalo u granicama koriste se različite mjere za njegovo skraćenje. Posebno su teški problemi kod izgaranja teških goriva, kod kojih visoki sadržaj asfaltena i naftena uzrokuje znatno duža vremena zakašnjenja paljenja, pa se koristi dvojno ubrizgavanje goriva. U početku se ubrizga jedna mala pilot količina goriva, koja i nakon dužeg vremena zakašnjenja paljenja ne može ostvariti veliku količinu homogene smjese. Nakon upaljivanja homogene smjese iz prvog ubrizganog goriva, slijedi normalno ubrizgavanje glavnine goriva, gdje je proces izgaranja pod kontrolom procesa difuzije. Slično rješenje se koristi i primjenom dvostruke igle na ventilu za ubrizgavanje goriva i igle s promjenljivim presjekom. Kod difuzijskog izgaranja kapljica goriva dobiva toplinu zračenjem plamena iz okoline i isparava po svojoj površini. Pare goriva se udaljuju od površine pod stalnim pristizanjem novih para i miješaju se sa zrakom, koji nastoji prodrijeti prema površini kapljice. Ovaj proces međusobnog prodiranja i miješanja para goriva i zraka se naziva difuzijom. Na određenoj udaljenosti od kapljice smjesa para goriva i zraka dostiže koncentraciju koja zajedno s lokalnom temperaturom predstavlja granicu upaljivosti, pa tu dolazi do samoupaljivanja i izgaranja. Plamen je na taj način udaljen od površine kapljice, ali je u neposrednoj blizini kapljice. Ovaj plamen pothranjuje daljnji proces difuzije na kapljicama u okolini. Zagrijavanjem kapljice pri različitim temperaturama isparavaju različiti kemijski sastojci (ugljikovodici). Najnižu temperaturu isparavanja imaju laki ugljikovodici s većim udjelom vodika, dok teži ugljikovodici isparavaju pri kraju. Pri tome, još potpomognuto disocijacijom (raspadom molekula pri višim temperaturama) može doći do stvaranja čistog ugljika koji sporije izgara i koji sniženjem temperature tijekom ekspanzije može ostati neizgoren i izaći u ispušnim plinovima u atmosferu u obliku čađe. Brzina odvijanja kemijskih reakcija (tako i izgaranja) ovisi o temperaturi (eksponencijalno raste sa temperaturom) i o koncentraciji reaktanata, što sve obrađuje kemijska kinetika. U početku izgaranja reakcije su još spore, no povišenjem temperature brzine reakcija naglo rastu, da bi se prema kraju izgaranja počele usporavati, ne toliko zbog temperature, koliko zbog potrošnje reaktanata (raspoloživog kisika i neizgorenog goriva) i sve većeg zasićenja produktima izgaranja. Smanjenjem temperature tijekom ekspanzije reakcije se sve više usporavaju, tako da u plinovima izgaranja možemo još naći produkte nepotpunog izgaranja, tj. nedovršenih kemijskih reakcija.


Dok je tijek izgaranja kod Ottovih motora pod jakim utjecajem strujanja u cilindru i pretička zraka (sastava smjese), tako da od procesa do procesa dolazi do velikih fluktuacija, kod dizelskih motora je proces difuzijskog izgaranja veoma stabilan i fluktuacije procesa izgaranja od procesa do procesa su vrlo male. Difuzijsko izgaranje osim toga omogućuje da kapljice goriva sigurno izgore, bez obzira na sastav gorive smjese, tj. omjer zraka i goriva. Da bi svo gorivo sigurno došlo u kontakt s kisikom tijekom kratkog vremena koje nam stoji na raspolaganju za izgaranje, potrebno je dovesti veće količine zraka od stehiometrijske (λ > 1.6). Posebnu poteškoću kod izgaranja u dizelskom motoru predstavlja raspoloživo vrijeme, unutar kojega je potrebno pripremiti gorivu smjesu i izgoriti je. To je vrijeme kraće kod motora s višim brzinama vrtnje. Zbog toga je kod tih motora potrebno posvetiti posebnu pažnju stvaranju gorive smjese. Da bi vrijeme stvaranja gorive smjese bilo čim kraće potrebno je da u cilindru stvorimo uvjete veoma intenzivnog organiziranog strujanja zraka, poprečno na smjer ubrizgavanja goriva. Radi boljeg stvaranja smjese kod motora s višim brzinama vrtnje koriste se pomoćni prostori s veoma intenzivnim strujanjem za stvaranje gorive smjese, u koje se ubrizgava gorivo. Ti su prostori povezani s glavnim prostorom cilindra. Motore s ubrizgavanjem goriva u te prostore nazivamo motori s indirektnim ubrizgavanjem, dok motore kod kojih se gorivo ubrizgava neposredno u cilindar nazivamo motori s direktnim ubrizgavanjem. Indirektno ubrizgavanje goriva Indirektno ubrizgavanje goriva se vrši u pomoćni prostor koji je povezan s prostorom cilindra. Iako je uobičajeni zajednički naziv za ove prostore pretkomora, razlikujemo vrtložnu komoru i pretkomoru. Slika 4.30 Vrtložna komora Ricardo Comet Mark

V na VW dizelskom motoru za osobno vozilo. 1) Rasprskač, 2) Žarna svjećica, 3) Umetak s posebnim oblikom, 4) Udubljenje u čelu klipa

Slika 4.31 Klasična pretkomora kod dizelskog motora za osobno vozilo (Mercedes Benz)

1) Umetak za raspad mlaza, 2) žarna svjećica

Plosnata ili kuglasta vrtložna komora spojena je širokim tangencijalnim kanalom s prostorom cilindra (vidi sliku 4.30). Tijekom kompresije zrak se iz cilindra premješta u vrtložnu komoru kroz tangencijalni kanal, tvoreći tako intenzivni vrtlog. U taj se vrtlog ubrizgava mlaz goriva kroz ventil 1 s jednom rupicom u smjeru ravnine vrtloga. Dolazi do vrlo brzog miješanja goriva i zraka i do izgaranja jednog dijela gorive smjese, ovisno o volumenu vrtložne komore. Izgaranjem se povećava temperatura


i tlak i plinovi izgaranja s neizgorenom smjesom prestrujavaju u prostor cilindra, gdje se nastavlja izgaranje. Pretičak zraka kod primjene pretkomore je λ = 1.3 ... 1.5. Omjer volumena vrtložne komore prema ukupnom kompresijskom volumenu je Vvk /Vc = 0.5 ... 0.9. Pretkomora je spojena s glavnim prostorom cilindra manjim protočnim presjekom kanala, kako bi se u pretkomori postiglo jako turbulentno strujanje, koje za razliku od vrtložne komore nije organizirano, već je razbijeno u mnogo malih vrtloga. U takvo intenzivno strujanje zraka ubrizgava se mlaz goriva, koji se sa zrakom miješa u gorivu smjesu i dijelom izgara. Dolazi do prestrujavanja u prostor cilindra, gdje se izgaranje nastavlja (slika 4.31). Volumen pretkomore iznosi Vpk /Vc = 0.2 ... 0.35. Brzine prestrujavanja kroz spojni kanal iznose vmax = 200 ... 500 m/s. Za izgaranje je dovoljan pretičak zraka od λ ≈ 1.2. Podijeljeni prostori izgaranja imaju zbog velikog omjera površina stjenke prema volumenu Ast/V i velikih brzina strujanja velike gubitke topline, koji zajedno sa gubicima zbog prestrujavanja između glavnog i pomoćnog prostora uzrokuju veću potrošnju goriva, kao i veće probleme kod starta motora. Zbog toga se koriste žarne svjećice 2 (slike 4.30 i 4.31). Dobre strane primjene indirektnog ubrizgavanja su u mekom izgaranju, tako da su maksimalni tlakovi i temperature ograničeni pmax/pc<1.2 , čime je smanjena emisija dušikovih oksida i buka motora, tako da se ono koristi kod brzokretnih vozilskih dizelskih motora. Ostale izvedbe pomoćnih prostora, kao što su komore s akumulacijom zraka (Lanova-Henschel) se vrlo rijetko susreću i gotovo su napuštene. Direktno ubrizgavanje goriva Ovdje razlikujemo dva načina ubrizgavanja: ubrizgavanje u zrak i ubrizgavanje na stjenku. Da bi se i kod brzokretnih motora postiglo kvalitetno miješanje goriva i zraka, kod ubrizgavanja u zrak, potrebno je u cilindru tijekom usisa i kompresije ostvariti organizirano strujanje zraka s visokim brzinama strujanja. Konstrukcijskim zahvatima u cilindarskoj glavi ili čelu klipa, može se ovo strujanje još više pojačati prema kraju kompresije. Obično se to postiže primjenom spiralne izvedbe usisnog kanala i udubljenja u klipu. Razlikujemo gibanje zraka u vrtlogu, oko osi cilindra i preljevno strujanje na rubovima udubljenja u klipu. Kombinacija ta dva strujanja koristi se za bolje miješanje goriva i zraka (slike 4 32a i b). Kod većih strojeva s manjim brzinama vrtnje i većim promjerima cilindra, stoji više vremena na raspolaganju za stvaranje gorive smjese, tako da su zahtjevi za organiziranim strujanjem u cilindru sve manji. Ubrizgavanje goriva se kod direktnog ubrizgavanja vrši tako da se umjesto u jednom mlazu gorivo ubrizgava u više lepezasto raspoređenih mlazova (4 do 12 mlazova). Prostor izgaranja se ovdje oblikuje tako da pušta dovoljno mjesta za prostiranje mlazova goriva. Povišeni rubovi klipa sprječavaju prostiranje goriva na cilindarsku košuljicu, kako ne bi došlo do ispiranja uljnog filma. U pojedinim slučajevima može doći do nakupljanja goriva na stjenci klipa, no to se događa u manjoj mjeri (slika 4.32c). Radi mekšeg izgaranja goriva, gorivo se ubrizgava tako da se namjerno razlijeva po stjenci udubljenja u klipu, u kome onda treba ostvariti vrlo intenzivno gibanje zraka u obliku vrtloga. Kod MAN-M postupka (slika 4.33) gorivo se ubrizgava u smjeru vrtloga na stijenku udubljenja u klipu, gdje se razlijeva u tanki sloj koji isparava po površini. Pare goriva se miješaju sa zrakom i upaljuju. Pod djelovanjem centrifugalne sile hladniji i gušći zrak probija se prema obodu, bliže gorivu, dok se plinovi izgaranja čija je gustoća zbog više temperature manja, potiskuju prema sredini udubljenja. Na taj način se postiže sporije izgaranje, bez naglog početnog izgaranja homogene faze, tako da je rad motora mekši. Pretičak zraka kod ovog motora je λ > 1.1. Kod postupka ubrizgavanja prema tvornici Daimler-Benz, na stijenku se ubrizgava samo jedan dio goriva, dok se drugi veći dio ubrizgava u zrak (slika 4.32a). Na stjenku gorivo dospijeva samo kod većih opterećenja i kod većih brzina vrtnje. Na taj način izbjegavaju se nepoželjne posljedice ubrizgavanja goriva na stjenku, kao što su pojava čađe i plavog dima tijekom starta i


smanjenog opterećenja motora. Ubrizgavanje se vrši s četiri mlaza goriva, od kojih je jedan usmjeren prema stjenci.

Slika 4.32 Izvedbe prostora izgaranja dizelskih motora s direktnim ubrizgavanjem a) udubljenje u klipu s ovlaživanjem stjenki, b) udubljenje u klipu (omega prostor), c) plitko

udubljenje u klipu, d) udubljenje u cilindarskoj glavi

Slika 4.33 MAN-M postupak stvaranja gorive smjese s namjernim nanošenjem mlaza goriva na

stjenku udubljenja u klipu

Slika 4.34 Višegorivni motor sa slojevitim stvaranjem gorive smjese da bi se

stehiometrijska smjesa stvorila uz svjećicu 1) svjećica, 2) rasprskač

4.4.4 Stvaranje i izgaranje gorive smjese kod hibridnih motora Kod hibridnih motora nastoji se iskoristiti prednosti Ottovih i dizelskih motora, visoko iskorištenje zraka i dobar stupanj djelovanja kod smanjenog opterećenja. Pri tome se kombiniraju značajke oba postupka izgaranja. U hibridne motore ubrajamo i Ottove motore s direktnim

Zrak Gorivo


ubrizgavanjem goriva u cilindar, kakvo se koristi kod avionskih motora i trkaćih motora, s reguliranim paljenjem iskrom. Višegorivni motori Da bi dizelski motor mogao koristiti i goriva koja su veoma otporna na samoupaljivanje, kao što su benzin, kerozin, ulja za podmazivanje itd, potrebno je povećati temperaturu i tlak u trenutku ubrizgavanja goriva, da se skrati vrijeme zakašnjenja paljenja. To se postiže višim stupnjevima kompresije, zagrijavanjem zraka na usisu, parcijalnom recirkulacijom ispušnih plinova, prednabijanjem bez hlađenja zraka itd. Radi sigurnog upaljivanja koristi se pomoćno upaljivanje žarnim svjećicama ili normalnim svjećicama za upaljivanje (kao kod Ottovih motora), uz ubrizgavanje goriva na stjenku (postupci MAN FM i KHD AD, slika 4.34). Regulacija gorive smjese je kvalitativna tijekom cijelog područja regulacije od praznog hoda do preopterećenja.

Slika 4.35 Prostor izgaranja motora Honda CVCC 1, 2) usisni ventili za pomoćni i glavni prostor izgaranja, 3) pomoćni prostor izgaranja, 4) svjećica

Motor sa stratificiranim punjenjem Kod ovog, u biti Ottovog motora, nastoji se postići bolji stupanj djelovanja u području smanjenih opterećenja na taj način da se s kvantitativne regulacije prijeđe na kvalitativnu regulaciju. Motor treba pri svakom opterećenju usisavati punu količinu zraka (bez prigušivanja na usisu), a u taj zrak se dodaje potrebna količina goriva. Gorivo se dovodi tako da se bogatija goriva smjesa (približno stehiometrijska) dovede u područje svjećice, gdje upaljivanje mora biti sigurno, dok je u preostalom dijelu prostora izgaranja siromašnija, teško upaljiva smjesa, ovisno o opterećenju motora (manje opterećenje - siromašnija smjesa), pazeći pritom da ne prekoračimo donju granicu upaljivosti. Upaljivanjem i izgaranjem bogatije smjese u blizini svjećice povećava se tlak i temperatura i stvaraju se uvjeti za upaljivanje preostale smjese. Da nebi prekoračili donju granicu upaljivosti, u području vrlo malih opterećenja pribjegava se kvantitativnoj regulaciji, dok se kod većih opterećenja koristi isključivo kvalitativna regulacija. Motor sa stratificiranim punjenjem omogućuje nižu emisiju dušikovih oksida i ugljičnog monoksida zbog većeg pretička zraka . Postoji mnoštvo konstrukcijskih rješenja za motore sa stratificiranim punjenjem (preko 25 različitih konstrukcija). Koristi se smještanje svjećice u posebnu komoru, spojenu s cilindrom, u koju se dovodi bogatija smjesa ili smještaj svjećice u sam cilindar s kontroliranim gibanjem bogatije smjese. Na slici 4.35 prikazan je motor CVCC-Honda, prvi automobilski motor sa stratificiranim punjenjem, koji se pojavio na tržištu. On sadrži dva rasplinjača spojena u zajedničko kućište, od kojih


manji stvara bogatiju smjesu konstantnog sastava, koja se posebnim kanalom dovodi u komoru sa svjećicom, dok veći rasplinjač stvara gorivu smjesu, čiji sastav je prilagođen opterećenju motora. Plinski dizelski motor Plinski Ottovi motori imaju jednaki način rada kao Ottovi motori s tekućim gorivom (benzinom). Potrebno je samo da se za svaki odabrani plin odabere potreban stupanj kompresije i sustav električnog paljenja, koji mora biti prilagođen upaljivosti gorive smjese. Kod dovoljno velike otpornosti goriva na samoupaljivanje (visoki metanski broj) stupanj kompresije može biti dovoljno visok da je dovoljan i za upaljivanje dizelskog goriva, tako da se ubrizgavanje manje količine dizelgoriva može upotrijebiti kao izvor paljenja homogene smjese goriva i plina. Udio dizelgoriva iznosi 6 do 10% ukupno dovedenog goriva (po ogrijevnoj moći pri punom opterećenju) i može se povećati do 100%, tako da motor može raditi kao plinski motor i kao dizelski motor. Regulacija snage motora se vrši kvalitativnom regulacijom. Prednabijanje se izbjegava zbog opasnosti od samoupaljivanja gorive smjese i ukoliko se koristi obično je ograničeno po tlaku, uz jako dobro hlađenje zraka. Slična izvedba motora može se izvesti i za rad sa metanolom (metilnim alkoholom). 4.5 UREĐAJI ZA STVARANJE GORIVE SMJESE I

UPALJIVANJE KOD OTTO MOTORA 4.5.1 Rasplinjač Rasplinjač s konstantnim presjekom Način rada rasplinjača prikazan je na slici 4.36. Princip rada rasplinjača se sastoji u tome da se na izlaznom otvoru goriva stvara podtlak strujanjem zraka, tako da gorivo izlazi i miješa se sa strujom zraka. Radi povećanja brzine strujanja na mjestu izlaza goriva izvodi se Venturijeva sapnica. Veća brzina strujanja poboljšava i samo raspršivanje i miješanje goriva sa zrakom. Raspršeno gorivo isparava oduzimajući zraku toplinu potrebnu za isparavanja. Ispareno gorivo povećava ukupni volumen smjese, tako da donekle umanjuje volumetrijski stupanj djelovanja.

Slika 4.36 Osnovna shema shema rasplinjača s konstantnim protočnim presjekom 1) leptir startnog uređaja, 2) Venturijeva sapnica, 3) prijelazne sapnice, 4) otvor sapnice za prazni hod, 5) leptir za regulaciju snage, 6) sapnica zraka za korekciju, 7) sapnica zraka za prazni hod, 8) sapnica goriva za prazni

hod, 9) plovak s iglom, 10) glavna sapnica goriva, 11) vijak za podešavanje gorive smjese za prazni hod


Pomoću zaklopke iza venturijeve cijevi regulira se maseni protok zraka &mz , tako da se stvara veći ili manji pad tlaka:

vv ppp −=∆ 0 ( 4.109 ) Pad tlaka je proporcionalan kvadratu brzine strujanja, odnosno:

22zzv mvp &∝∝∆

2

2z

vvp ρξ=∆ ξ = f(α) funkcija kuta leptira ( 4.110 )

Pod djelovanjem ovog pada tlaka iz posude s plovkom kroz glavnu sapnicu s presjekom Ags istječe gorivo:

( )hgpAm gvggsgsg ∆−∆= ρρµ 2& ( 4.111 )

Zrak protječe kroz protočni presjek Az Venturijeve sapnice protokom:

000,000,

22TR

pApAm vzzvzzz ψµρψµ ==& ( 4.112 )

−

−

=

−κ

κκ

κκψ

1

0

2

00, 1 p

ppp vv

v ( 4.113 )

gdje je ψv,0 funkcija protoka za omjer tlakova pv /p0, tako da dobivamo ovisnost pretička zraka u obliku (uz ρg = const):

( ) vg

vz

stgvggsgs

vzz

stg

z

st pTp

KLhgpA

TRpA

Lmm

LL

∆≈

∆−∆===

0

00,000, 1

2

2

µψµ

ρρµ

ψµλ

&

& ( 4.114 )

Polazeći od utjecaja stanja okoline (prebogata smjesa na višim nadmorskim visinama) slijedi obogaćivanje gorive smjese s povećanjem brzine vrtnje motora, odnosno s protokom zraka (čime se smanjuje omjer µz /µg pod utjecajem kompresibilnosti zraka). Zbog toga se pri porastu pada tlaka ∆p radi održanja konstantnog pretička zraka koristi sapnica za korekciju, kojom se smanjuje protočni presjek za izlaz goriva. Tijekom startanja motora i kod praznog hoda protok zraka je mali, tako da se ne može stvoriti dovoljan pad tlaka za rad glavne sapnice, pa je potrebno dodati poseban sustav za dovod zraka kod praznog hoda i za start motora. Dovod bogate gorive smjese za prazni hod motora vrši se u području najmanjeg protočnog presjeka pri zatvorenom leptiru, uz veliku razliku tlaka i dobro raspršivanje. Radi što boljeg prijelaza sa sustava praznog hoda na napajanje preko glavne sapnice i obratno dodani su optočni (bypass) provrti. Zatvaranjem leptira za start smanjuje se i kod male startne brzine vrtnje tlak u usisnoj cijevi, tako da kroz glavnu sapnicu dotječe velika količina goriva, potrebna za bogatiju smjesu tijekom starta, kada zbog niskih temperatura isparava samo dio dovedenog goriva. Ostali dodatni uređaji rasplinjača su uređaj za obogaćivanje smjese kod naglog povećanja snage, kao i uređaji za smanjenje emisije štetnih plinova pod upravljanjem tzv. lambda sonde.


Rasplinjač s konstantnim tlakom Ovisno o protoku zraka mijenja se protočni presjek Az u području miješanja, tako da su pad tlaka ∆pv i brzina strujanja konstantni i neovisni o brzini vrtnje, tako da je potrebno samo mijenjati protočni presjek sapnice goriva Ag (slika 4.37). Za tu promjenu služi konusna igla na regulacijskom klipu, ubodena u protočni otvor sapnice goriva. Pomicanje klipa upravlja se membranom, ovisno o padu tlaka ∆pv, pri čemu prigušenje u ulju spriječava prebrze reakcije regulacijskog klipa, ali omogućuje obogaćivanje smjese kod naglog povećanja snage. Ovakvi se rasplinjači koriste samo kod malih motora, prvenstveno zbog svoje jednostavne konstrukcije.

Slika 4.37 Rasplinjač s konstantnim tlakom 1) opruga, 2) membrana, 3) regulacijski klip, 4) leptir za regulaciju snage, 5) igla, 6) glavna sapnica goriva, 7)

plovak s iglastim ventilom, 8) prigušivač vibracija Višestruki rasplinjač Kod većih motora je potrebna kvalitetnija regulacija i održavanje približno konstantnog sastava gorive smjese u širokom rasponu opterećenja motora. Registarski rasplinjač sadrži više paralelnih (najčešće dvije) venturijevih sapnica, različitih presjeka. Kod manjih opterećenja, kada motor usisava male količine gorive smjese otvorena je samo manja venturijeva sapnica (1. stupanj), dok se druga veća venturijeva sapnica otvara kod većeg opterećenja (2. stupanj), tako da sada rade obje sapnice. Ovdje se može kombinirati sustav rasplinjača s konstantnim tlakom u području viših opterećenja (manji pad tlaka pri većim protocima), s rasplinjačem s konstantnim presjekom (bolje stavranje gorive smjese u praznom hodu i kod smanjenog opterećenja motora). Kod višecilindarskog motora uobičajena je primjena samo jednog rasplinjača. Problem s kojim se susrećemo je u nejednoličnosti sastava i količine gorive smjese koja dospijeva u pojedine cilindre. Zbog toga je potrebno posvetiti posebnu pažnju izvedbi račvanja. Razlike u količini i sastavu gorive smjese među cilindrima omogućuju različite sklonosti ka detonantnom izgaranju i emisiji štetnih plinova od cilindra do cilindra. Za povećanje snage i ujednačenje rada među cilindrima višecilindarski motori se opremaju s više rasplinjača, sve do toga da svaki cilindar ima svoj rasplinjač. Dvostruki rasplinjač se izvodi u zajedničkom kućištu sa zajedničkom kadom goriva s plovkom. Svaki od ta dva rasplinjača napaja po dva cilindra. Oba rasplinjača su međusobno jednaka, a njihovi leptiri su povezani zajedničkim mehanizmom.


Slika 4.38 Pad tlaka na rasplinjaču 1) rasplinjač s konstantnim protočnim presjekom, 2) registarski rasplinjač s konstantnim protočnim presjekom,

3) rasplinjač s konstantnim tlakom, 4) registarski rasplinjač iz 1. i 3. 4.5.2 Ubrizgavanje benzina Mehanički upravljano ubrizgavanje Pomoću sapnica u svakom usisnom kanalu ubrizgava se gorivo neposredno pred usisni ventil. Pored dobrog raspršivanja goriva, na taj je način omogućeno da svaki cilindar prima jednaku količinu goriva i da sastav smjese bude ujednačen. Otpada potreba za rasplinjačem, no ostaje i dalje leptir za regulaciju količine usisane gorive smjese. Ubrizgavanjem goriva omogućena je veća sloboda u izvedbi usisne cijevi i povišenje stupnja kompresije, jer je opasnost od detonantnog izgaranja sada jednaka u svim cilindrima. Ujedno je smanjena potrošnja goriva i emisija štetnih plinova. Prvi sustav ubrizgavanja goriva izveden je iz sustava za ubrizgavanje goriva kod dizelskog motora. Ubrizgavanje je bilo diskontinuirano pri tlaku od ~ 15 bara, a doziranje je vršeno regulacijom aktivnog hoda klipa. Kod ubrizgavanja u usisnu cijev ne postavljaju se zahtjevi u kojem trenutku treba obaviti ubrizgavanje, već je samo potrebno regulirati količinu ubrizganog goriva. Regulacija se vrši pomoću pneumatskog regulatora prema podtlaku u usisnoj cijevi, prema kojemu se pomiče regulacijska poluga pumpe. Kod novih sustava se vrši kontinuirano ubrizgavanje na temelju mjerenja protoka zraka. Ubrizgavanje goriva se vrši pod tlakom od ~ 3 bara, kontinuirano u usisni kanal. Primjer takvog sustava je K Jetronic (Robert Bosch, Njemačka), prikazan na slici 4.39. Gorivo, koje tlači električki pogonjena pumpa, vodi se na djelitelj toka, koji ovisno o položaju leptira za regulaciju protoka zraka određuje količinu ubrizganog goriva na ventilu za ubrizgavanje. Pomoću posebnog ventila se održava konstantni tlak na ventilima. Dodatno su predviđene korekcije za hladni start motora i za prazni hod. Elektronički upravljano ubrizgavanje goriva Ovisno o signalima koji pristižu iz raznih davača, pomoću mikroprocesora se može točno kontrolirati količina dovedenog goriva, koja će zadovoljiti vrlo široke i različite zahtjeve. Sustav ubrizgavanja je takav da se na sve ventile dovodi gorivo pod konstantnim tlakom, a različitim trajanjem otvorenosti ventila regulira se količina dovedenog goriva (diskontinuirano ubrizgavanje). Protok zraka mjeri se direktno putem položaja leptira ili pomoću posebnih davača protoka, ili indirektno preko podtlaka u usisnoj cijevi. Trajanje ubrizgavanja regulira se prema trenutnim zahtjevima motora, npr. ako je došlo do detonantnog izgaranja (posebni davači koji mjere ubrzanja

1. stupanj 1. + 2. stupanj


udarca), ako smjesa nije stehiometrijska (signal lambda sonde), prema temperaturi rashladne vode motora itd. Obično je sustav regulacije trajanja ubrizgavanja goriva povezan u cijeli sustav regulacije motora tzv. Motor Menagement Unit (MMU), koji regulira mnoge ostale parametre (kao npr. trenutak preskakivanja iskre) i preuzima funkcije zaštite rada motora.

Slika 4.39 Uređaj za ubrizgavanje goriva Bosch, K-Jetronic 1) ventil za ubrizgavanje goriva, 2) usisni kolektor, 3) ventil goriva za obogaćivanje gorive smjese za start

motora, 4) leptir za regulaciju snage, 5) regulator dodatnog zraka za start na toplo, 6) klapna za mjerenje protoka zraka, 7) regulator protoka goriva, 8) regulator tlaka goriva, 9) regulator starta na toplo, 10) spremnik goriva, 11) filter goriva, 12) dobavna pumpa goriva, 13) akumulator goriva (pomoć pri zaustavljanju), 14) osjetnik

temperature motora 4.5.3 Oprema za paljenje gorive smjese Paljenje kod Ottovih motora vrši se električnom iskrom koja preskače na elektrodama svjećice. Kao izvor električne energije može poslužiti električni akumulator ili sustav magneta s indukcijskim svitkom. Sustav paljenja kod kojega se električna energija uzima iz akumulatora naziva se baterijsko paljenje. Kao akumulator najčešće služi olovni akumulator (elektrode Pb/PbO2, elektrolit H2SO4), rijeđe alkalne baterije (elektrode Ni(OH)3/Cd, elektrolit KOH). Kod magnetskog paljenja rotirajući permanentni magnet mijenja magnetski tok u indukcijskom svitku u kojemu se inducira potrebna električna energija za paljenje. Uređaj za paljenje (slika 4.40) sastoji se iz kontakata prekidača pomoću kojih se prekida struja kroz primar transformatora. Kondenzator spojen paralelno s prekidačem sprječava preveliki porast napona prekidanja i doprinosi oscilacijama koje produžuju trajanje električne iskre. Dolazi do indukcije visokog napona u sekundaru transformatora, koji se prazni na elektrodama svjećice. Napon pri preskoku iskre dostiže 5000 do 12000 V. Visoki napon se pomoću posebnog razdjelnika vodi na svjećicu cilindra u kome imamo paljenje. Razdjelnik paljenja se zajedno s prekidačem i kondenzatorom nalazi u posebnom kućištu. Pogon brijegova za otvaranje prekidača i pokretanje razdjelnika paljenja uzima se s koljenastog ili bregastog vratila. Pomoću centrifugalnog i pneumatskog regulatora može se mehanički regulirati točka paljenja, ovisno o brzini vrtnje motora i opterećenju motora (podtlak u usisnoj cijevi).


Slika 4.40 Uređaj za paljenje električnom iskrom a) s mehaničkim prekidaćem, b) beskontaktni 1) glavni prekidač paljenja, 2) autotransformator, 3) razdjelnik paljenja, 4) svjećice, 5) mehanički prekidač,

6) magnetizirani brijegovi, 7) prekidački tranzistor Umjesto mehaničkog prekidača za glavnu struju primara može se upotrijebiti tranzistor snage, tako da kroz kontakte prekidača teče samo mala upravljačka struja. Zbog velikog iskrenja na kontaktima mehaničkog prekidača kod konvencionalnog sustava paljenja, kontakti ubrzo pregaraju, tako da se postepeno smanjuje struja kroz primar, a time i energija iskre. Primjenom tranzistora snage se ovaj problem rješava i kontakti više ne pregaraju. Paljenje je ujedno bolje, pogotovo kod siromašnije smjese i kod viših brzina vrtnje. Ako mehaničke prekidače zamijenimo induktivnim, Hallovim ili fotoelektroničkim davačima za okidanje tranzistora snage dobivamo beskontaktni sustav paljenja, koji više ne iziskuje nikakvo održavanje. Da bi dobili još veću energiju iskre koriste se tiristorski sustavi paljenja, gdje se kroz primar pušta struja pod višim naponom (~ 400 V), koju daje poseban pretvarač napona i koja je između dva paljenja pohranjena u posebnom kondenzatoru. Umjesto tranzistora koji više nije pogodan za tako visoke napone, kao elektronički prekidač služi tiristor. Ovaj sustav osigurava konstantnu energiju iskre u gotovo svim uvjetima rada motora. Ako ovaj klasični sustav paljenja dopunimo mikroprocesorom i drugim davačima, koji će osim brzine vrtnje motora i opterećenja mjeriti stanje motora (npr. temperaturu vode, ubrizganu količinu goriva, detonantno izgaranje itd.) moguće je točno podešavati trenutak paljenja. Obično je ovakav elektronički sustav paljenja integriran sa sustavom regulacije količine goriva, kako je prije rečeno. Svjećice Svjećica se sastoji iz metalnog kućišta s navojem, u koje je uložen izolator od aluminijevog oksida s centralnom elektrodom (slika 4.41), na koju se spaja visokonaponski kabel. Između centralne


elektrode i elektrode na metalnom kućištu preskače električna iskra. Oslobođena energija iskre ovisna je o naponu preskoka iskre, koji je za konstantni sastav smjese ovisan o razmaku elektroda (0.3 ... 1 mm, najčešće 0.8 mm), o izvedbi i materijalu elektroda. Svjećica ima tzv. toplinsku vrijednost. Svjećica se tijekom rada grije i hladi se putem svog metalnog kućišta. Ako je prijelaz topline sa svjećice na metalno kućište i dalje na dijelove motora bolji, temperatura svjećice je niža i može doći do nakupljanja čađe i neizgorenog goriva u tekućem stanju. Time se smanjuje izolacijski otpor između centralne elektrode i metalnog kućišta, tako da može doći do potpunog prekida preskakanja iskre i do prolaska struje kroz nakupljeni sloj gareži. Svjećica mora biti dovoljno topla kako bi sve te nakupine na svjećici izgarale. Ako je svjećica pretopla, može doći do oksidacije, omekšavanja i taljenja centralne elektrode i do paljenja gorive smjese na užarenim elektrodama, bez da na njima preskače iskra. Radna temperatura svijećice se kreće u području 450 do 900 °C. 4.6 UREĐAJI ZA STVARANJE I PALJENJE GORIVE

SMJESE KOD DIZELSKOG MOTORA 4.6.1 Sustav ubrizgavanja goriva Sustav ubrizgavanja goriva sastoji se iz visokotlačne pumpe 1 (slika 4.42), visokotlačnog voda goriva 2 i ventila za ubrizgavanje goriva rasprskača 3. U datom trenutku ovaj sustav ubrizgava doziranu količinu goriva u cilindar po određenoj vremenskoj zakonitosti. Kako je mnogo utjecajnih parametara (dobava pumpe, konstrukcijska izvedba pumpe, visokotlačnog voda i rasprskača, raspodjela tlaka u sustavu itd.) potrebno je sustav za ubrizgavanje goriva podesiti željenom zakonu ubrizgavanja. Hodom klipa pumpe 5, pod djelovanjem brijega bregastog vratila, povećava se naglo tlak u visokotlačnom vodu goriva s tlaka mirovanja na tlak ubrizgavanja (200...1000 bara) i na taj način određuje trenutak dinamičkog početka dobave PD. Ubrizgavanje počinje tako što porastom tlaka dolazi do podizanja igle kada se svlada prednapon u opruzi PU i završava čim se tlak smanji ispod ove granice KU (slika 4.43).

Slika 4.41 Svjećica 1) elektroda mase, 2) središnja elektroda, 3) keramički izolator,

4) otpornik za otklanjanje elektromagnetskih smetnji


Slika 4.42 Uređaj za ubrizgavanje goriva kod dizelskog motora

Slika 4.43 Tijek ubrizgavanja s prikazom (odozgo prema dolje): promjena tlaka u cilindru motora, promjena tlaka u pumpi za ubrizgavanje goriva, hod igle rasprskača, maseni protok ubrizganog goriva

(PD – početak dobave, PU – početak ubrizgavanja, PI – početak izgaranja, KU – kraj ubrizgavanja) Prilikom ubrizgavanja goriva, zbog naglih porasta tlaka javljaju se tlačni valovi u elastičnom gorivu i elastičnim visokotlačnim cijevima. Ovi se tlačni valovi reflektiraju na krajevima cjevovoda i vremenom umiruju. Brzina njihovog širenja je jednaka brzini zvuka i iznosi ~1500 m/s. Kod

PD PIPU GMT KU

τZP


nepodesnih izvedbi sustava za ubrizgavanje goriva ove pojave mogu prouzročiti naknadno ubrizgavanje goriva u cilindar, kao i kavitaciju u vodovima goriva. Prigušivanjem tlačnih valova onemogućujemo ove neželjene pojave (ponovno podizanje igle i naknadno ubrizgavanje) i obično se rasterećuje povećanjem volumena tlačnog voda pri zatvaranju pretlačnog ventila 4 (slika 4.42), kojemu se obično dodaju i prigušni elementi. Kod pojedinih sustava za ubrizgavanje goriva (sustavi s visokotlačnom sabirnicom goriva, common-rail fuel injection system) koristi se elektroničko upravljanje sustava ubrizgavanja goriva. Sustav se sastoji iz pumpe i akumulacijskog spremnika, koji drže gorivo u visokotlačnom cjevovodu pod konstantnim tlakom. Gorivo se propušta prema rasprskačima kroz elektromagnetske ventile. Trenutak dovoda signala na ventil određuje trenutak početka ubrizgavanja, a trajanje signala određuje ubrizganu količinu goriva. Cijeli sustav je upravljan mikroprocesorom. Sustav ubrizgavanja se prilagođava opterećenju motora i kvaliteti uporabljenog goriva. 4.6.2 Visokotlačna pumpa za ubrizgavanje goriva Visokotlačna pumpa za ubrizgavanje goriva ima po jedan cilindar pumpe za svaki cilindar motora. Pumpa može biti izvedena kao blok pumpa, sa svim cilindrima pumpe u jednom kućištu, ili je izvedena kao pojedinačna pumpa za svaki cilindar motora posebno.

Slika 4.44 Regulacija volumena ubrizganog goriva pomoću kosoga ruba (Bosch) a) puna dobava goriva, b) smanjena dobava goriva, c) prekid dobave goriva

Upravljanje pumpom vrši se bregastim vratilom. Blok pumpe imaju svoje bregasto vratilo u samoj pumpi, dok kod pojedinačnih pumpi, bregasto vratilo motora mora imati na sebi i brijegove za pogon pumpe goriva. Na slici 4.44 prikazan je način rada jedne pumpe za ubrizgavanje goriva po sustavu Robert Bosch, Njemačka. Pumpa se sastoji iz klipa 2 i cilindra 1. Cilindar pumpe se puni gorivom koje se dovodi pod tlakom dobavne pumpe i koje se prije toga filtrira. Za regulaciju količine goriva predviđen je preljevni otvor kroz koji se odvodi višak goriva. Za ubrizgavanje se nikada ne koristi cijeli hod klipa, već samo jedan njegov dio. Regulacija količine ubrizganog goriva vrši se pomoću upravljanih preljevnih ventila (sustav Sulzer) ili pomoću kosog ruba na klipu (sustav Bosch). Na klipu (slika 4.44) je napravljen kosi rub 3 koji svojom dužinom izvodnice kod prekrivanja preljevnog otvora 4 određuje hod klipa, tijekom kojega će se obaviti pumpanje (a time i količinu


goriva). Zakretanje klipa radi regulacije količine ubrizganog goriva vrši se pomoću nazubljene čahure 6 (slika 4.42), koja na sebi ima žlijeb kroz kojega kližu izdanci klipa prilikom hoda klipa. Zakretanje nazubljene čahure vrši se pomoću zupčaste letve ručice goriva . Kod blok pumpe se udružuju svi cilindri pumpe u jednom kućištu, u kojemu je i bregasto vratilo za pogon pumpe, mehanički centrifugalni regulator rada motora i dobavna pumpa goriva. Pojedine pumpe imaju u sklopu prigona riješenu i regulaciju kuta predpaljenja u funkciji brzine vrtnje motora (kod brzokretnih motora, n > 2000 min-1).

Slika 4.45 Visokotlačna pumpa za ubrizgavanje goriva s razdjeljivanjem (Roosa Master) a) hod usisa, b) hod tlačenja

Kod malih automobilskih dizelskih motora sve više se koriste aksijalne visokotlačne pumpe, s jednim cilindrom pumpe i razdjelnikom, preko kojega se cilindar pumpe povezuje tijekom pumpanja s odgovarajućim cilindrom motora. Na slici 4.45 prikazan je primjer takve pumpe. Umjesto bregastog vratila koristi se bregasta krivulja za upravljanje dva protuhodna klipa (sustav Roosa Master, USA). Klip se okreće u cilindru i tijekom usisa je spojen na dovod goriva, dok je tijekom tlačenja spojen na visokotlačni vod goriva prema datom cilindru. Kod pojedinih rješenja se koristi rotirajuće gibanje klipa, kombinirano s hodom naprijed natrag u smjeru osi rotacije (sustav Bosch). Ako se pumpa montira direktno na rasprskač, otpadaju vsokotlačne cijevi goriva i dobivamo kombinaciju pumpa-rasprskač, smještenu u jedno kućište. Ovdje naravno moramo voditi računa da to mogu biti samo pojedinačne jedinice za svaki cilindar motora. Bregasto vratilo za pogon ovih pumpi potrebno je dovesti u cilindarsku glavu motora. (Izvedbe Maybach, Njemačka i General Motors, USA). 4.6.3 Ventili za ubrizgavanje goriva (Rasprskači) Obično se koriste zatvoreni rasprskači s iglom opterećenom prednapregnutom oprugom, koja se otvara pri dostizanju tlaka otvaranja. Veličina tlaka otvaranja regulira se prednaponom u opruzi (slika 4.46). Razlikujemo rasprskače s više rupica i s jednom rupicom.


Rasprskači s više rupica (dmin = 0.2 mm) koriste se kada su nam potrebni lepezasto raspoređeni mlazovi goriva u prostoru izgaranja. Rasprskači sa samo jednom rupicom najčešće imaju iglu s profiliranim vrhom (slika 4.46b). Profilirani vrh omogućuje samočišćenje otvora sapnice. Maseni protok kod ovog rasprskača ovisi o promjeni efektivnog protočnog presjeka sapnice µ Ad u ovisnosti o podizaju igle hN. Kod izvedbe profila pazi se na to da u početku iz rasprskača istječe samo mala količina goriva. To je poželjno radi mekog izgaranja, tako da nakon zakašnjenja paljenja, zbog male ubrizgane količine goriva imamo samo malu količinu pripremljene homogene smjese.

Slika 4.46 Protočne karakteristike sapnica rasprskača a) ubrizgavanje u više mlazova, b) ubrizgavanje u jednom mlazu

1) dovod goriva, 2) dovod rashladne vode Izgled mlaza uvjetovan je brojem rupica, nagibom rupica i njihovom izvedbom (profilirani vrh igle itd.). Promjer kapljica na koje se raspršuje mlaz smanjuje se s povećanjem tlaka radnog medija u cilindru, s povećanjem tlaka ubrizgavanja i sa smanjenjem promjera sapnice. Za montažu rasprskača na motor koristi se kućište rasprskača, koje pored priključaka za dovod goriva iz pumpe i za odvod viška propuštenog goriva ima i filterski uložak i mogućnost pritezanja opruge igle, radi podešavanja tlaka ubrizgavanja (80 do 150 bara kod rasprskača sa profiliranim vrhom igle i do 1000 bara kod rasprskača s više rupica). Kod temperatura rasprskača od 200 ... 250 °C ili više, potrebno je predvidjeti hlađenje rasprskača. Kod rada s teškim gorivima, hlađenje treba predvidjeti već od 120 ... 140 °C, kako bi se spriječilo termičko raspadanje goriva (cracking) i koksiranje goriva. Slojevi koksa se najčešće talože oko izlaza sapnice i tako formiraju "trube", koje nakon postizanja određene veličine same otpadaju, da bi se naknadno formirale nove. Pojava stvaranja ovih truba nepovoljno utječe na raspad mlaza i izgaranje goriva, pa nastojimo da spriječimo njihov nastanak. 4.6.4 Oprema za startanje i olakšanje paljenja Termičko olakšanje paljenja Da bi samoupaljivanje goriva bilo sigurno i kod niskih temperatura, kod malih motora s velikim omjerom površina/volumen radnog prostora i kod niskih stupnjeva kompresije (kod primjene prednabijanja), zavisno o temperaturi moramo upotrijebiti opremu za olakšanje paljenja. Minimalna

Prigušivanje


temperatura zraka na usisu za siguran start motora s pretkomorom iznosi 60 °C, kod motora s vrtložnom komorom 30 °C, a kod motora s direktnim ubrizgavanjem 10 °C. Olakšanje paljenja postiže se zagrijavanjem pretkomore ili vrtložne komore žarnom svijećicom. Isto tako si možemo pomoći i zagrijavanjem zraka na usisu prije kompresije. Ovo zagrijavanje se vrši plamenom u posebnom uređaju s doziranjem goriva i koristi se kod većih dizelskih motora sa stapajnim volumenom od Vs = 0.003 ... 0.015 m3. Mehanički postupci za olakšanje starta Kod procesa sa nanašanjem goriva na stijenku, potrebno je tijekom starta pomoću posebnih zaklopki provesti smanjivanje vrtložnog strujanja u usisnom kanalu. Na taj se način povećava udio lakohlapljivih sastojaka koji se miješa sa zrakom u lakše upaljivu gorivu smjesu, smanjujući istovremeno emisiju čađe i aldehida. Uređaji za startanje Da bi se dostigla startna brzina vrtnje (min. 60 min-1), pored ručnog starta kod malih motora se koristi startanje elektromotorom ili pneumatskim motorom. Prilikom starta poseban mehanizam uzubljuje zupčanik startnog motora sa zupčanikom na zamašnjaku koljenastog vratila. Kod većih motora se koisti startanje komprimiranim zrakom pri tlaku od 30 ... 15 bara dovođenjem zraka u cilindre motora iza GMT, čime se upravlja putem posebnog razvodnika i mehanički ili pneumatski upravljanih ventila za upućivanje (start). 4.7 POGONSKE KARAKTERISTIKE I PARAMETRI

MOTORA 4.7.1 Snaga, moment i potrošnja goriva Efektivna snaga Za motor sa z cilindara i brojem radnih procesa u jedinici vremena na efektivna snaga iznosi:

MnnpVznWP aesrsaee π2, === ( 4.115 ) Ukoliko srednji efektivni tlak psr,e izrazimo u barima, stapajni volumen Vs u dm3, brzina vrtnje n u min-1 i taktnost τ (τ = 2 ili 4), snaga motora će biti:

τ300, npVz

P esrse = kW ( 4.116 )

Po definiciji prema DIN1940 efektivna snaga je snaga na spojci motora koja stoji na raspolaganju za pogon ostalih strojeve, nakon što su podmirene sve potrebe za pogon prigrađene pomoćne opreme motora. Prema SAE (Society of Automotive Engineers, USA), ne uzima se u obzir odbijanje snage za pogon pomoćne opreme, tako da je snaga prema SAE propisima veća. Izvediva snaga ovisi o vrsti primjene motora, uz to da se maksimalna snaga koju motor može dati koristi sa učešćem od 3 ... 5% godišnjeg rada motora (za vozilske motore), dok se kod brodskih motora iziskuje kontinuirani rad pri nazivnoj snazi u trajanju ~ 8000 h/god, bez opasnosti od oštećenja motora (1 godina = 8 760 h).


Kako je snaga motora ovisna o količini zraka koja se usiše i koja stoji na raspolaganju za izgaranje, a kako ta količina ovisi između ostalog i o gustoći zraka, definiraju se uvjeti pod kojima se vrši mjerenje snage motora. Za vozilske motore propisani su uvjeti prema DIN 70020: T0 = 298 K (25 °C), p0 = 1 bar, sadržaj vlage se ne uzima u obzir. Za industrijske motore snaga se ispituje prema DIN 6270 pri: T0 = 293 K (20 °C), p0 =736Torr, relativna vlaga ϕ = 60%, pri čemu se ispituje snaga A (s mogućnosti kratkovremenog preopterećenja tijekom 1h svakih 12h, s 10% preopterećenja), trajna snaga B (bez mogućnosti preopterećenja) i maksimalna snaga koju motor može razviti bez posljedica. Međunarodni propis ISO 3046 definira uvjete za mjerenje snage pri: T0 = 300 K (27 °C), p0 = 1 bar, temperatura rashladne vode ispred hladnjaka zraka 300K, relativna vlaga ϕ = 60%. Istim propisima dat je postupak za preračunavanje snage na drugačije uvjete okoline. Mjerenje snage kod brodskih motora vrši se prema MCR (Maximum Continuous Rating), što odgovara otprilike snazi A, ali pri drukčijim uvjetima okoline: T0 = 318 K (45 °C), p0 = 1 bar, temperatura rashladne vode na ulazu 305 K (32 °C) i relativna vlaga ϕ = 60%. Snaga motora pri drukčijim uvjetima okoline, npr. pri nadmorskoj visini višoj od 500 m, pri visokim ili niskim temperaturama itd., preračunava se prema odgovarajućim propisima.

Slika 4.47 Polje karakteristika Ottovog motora za pogon osobnog vozila Karakteristike motora Važna karakteristika motora je promjena momenta s brzinom vrtnje motora. Jednako kao i snaga, brzina vrtnje se mijenja od praznog hoda nL (miran rad neopterećenog motora iziskuje dovoljnu brzinu vrtnje radi odgovarajuće pripreme gorive smjese) do nazivne brzine vrtnje nN pri kojoj motor razvija nazivnu snagu sve do maksimalne brzine vrtnje. Promjena volumetrijskog stupnja djelovanja s brzinom vrtnje odgovara otprilike promjeni momenta motora, tako da moment nije konstantan. Pri

Puno opterećenje


idealnim uvjetima, ukoliko je volumetrijski stupanj djelovanja konstantan, moment motora je konstantan i ovisi samo o količini dovedenog goriva. Promjena snage s brzinom vrtnje pri konstantnom momentu je pravac (vidi sliku 4.55) koji prolazi kroz ishodište. Krivulje konstantne snage su prema tome hiperbole u M-n dijagramu. Krivulje konstantne vrijednosti efektivnog stupnja djelovanja ηsr,e u M-n dijagramu, odnosno u psr,e-n dijagramu ili we-n dijagramu (slika 4.47) (sliče školjkama pa se dijagram pogrešno naziva "školjkasti" dijagram) pokazuju korisnost motora. Granice maksimalnog momenta, odnosno srednjeg efektivnog tlaka ili specifičnog rada kod Ottovih motora odgovara maksimalnoj otvorenosti leptira, a kod dizelskih motora granici čađenja. Potrošnja goriva Umjesto podatka za efektivni stupanj djelovanja, često se koristi podatak specifične potrošnje goriva be :

dee

ge HP

mb

η1==

& ( 4.117 )

Vrijednost specifične potrošnje goriva se najčešće izražava u g/kWh. Iz poznate specifične potrošnje goriva i donje ogrijevne moći goriva možemo odrediti efektivni stupanj djelovanja:

dee Hb

9106.3 ⋅=η za be u g/kWh i Hd u J/kg ( 4.118 )

Približna vrijednost izraza za stupanj djelovanja za gorivo s donjom ogrijevnom moći Hd = 42 MJ/kg i za specifičnu potrošnju goriva u g/kWh je:

ee b

7.85≈η ( 4.119 )

Slika 4.48 Specifična potrošnja goriva i efektivni stupanj djelovanja u ovisnosti o specifičnom radu

procesa (opterećenju motora) pri konstantnoj brzini vrtnje Za konstantnu brzinu vrtnje motora n = const (slika 4.48) specifična potrošnja goriva se povećava sa smanjenjem opterećenja motora we zbog većeg relativnog utjecaja mehaničkih gubitaka. Približavanjem gorive smjese vrijednosti minimalnog pretička zraka (najbogatijoj smjesi za puno


opterećenje), tj. prema λmin, opaža se ponovni porast specifične potrošnje goriva. Recipročna vrijednost specifične potrošnje goriva je efektivni stupanj djelovanja ηe po gornjoj jednadžbi. Kod vozila se specifična potrošnja goriva prevodi na potrošnju u l/100km, u USA na miles per gallon (mpg, 10 mpg = 4.26 km/l = 23.5 l/100km). Kako bi se mogli uspoređivati podaci među raznim proizvođačima vozila, propisan je vozni ciklus prema kojemu se određuje potrošnja goriva. 4.7.2 Karakteristike Pored specifičnog rada stapajnog volumena we (ekvivalent srednjem efektivnom tlaku, 1 kJ/dm3 = 106 J/m = 106 Pa = 10 bar) i srednje brzine klipa cs koriste se i druge veličine za međusobnu usporedbu motora. Te veličine su: • snaga po jedinici volumena ("litarska" snaga), • opterećenje po jedinici površine klipa, • specifična snaga po masi. Snaga po jedinici volumena ("litarska" snaga) ovisi o brzini vrtnje:

aes

aes

s

e

H

e nwVz

nwVzVzP

VP

=== ( 4.120 )

i može se koristiti samo za usporedbu kod motora jednakih stapajnih volumena, odnosno motora jednake klase veličine. Opterećenje po jedinici površine klipa predstavlja snagu jednog cilindra motora podijeljenu s površinom klipa:

ττse

eaek

aes

k

e cwnswsnwAz

nwVzAzP ==== 2

( 4.121 )

Ova značajka proporcionalna je produktu srednjeg efektivnog tlaka i srednje brzine klipa. Srednjekretni motori s prednabijanjem dostižu vrijednosti od 45 kW/dm3, otprilike kao i sporokretni brodski dvotaktni motori ili brzokretni trkaći motori serijske izvedbe. Povećanje ovih vrijednosti predstavlja daljnje dodatno mehaničko i termičko opterećenje dijelova motora. Specifična masa motora predstavlja masu motora po jedinici snage:

e

MP P

mm = kg/kW ( 4.122 )

Vrijednosti specifične mase motora kreću se od 0.5 kg/kW kod trkaćih motora do 50 kg/kW kod sporokretnih brodskih dvotaktnih motora. 4.7.3 Ekološke karakteristike motora Motori s unutarnjim izgaranjem proizvode velike količine plinova izgaranja, unutar kojih se pored kemijski inertnih produkata potpunog izgaranja nalaze i produkti nepotpunog izgaranja i drugih reakcija. Jedan dio tih sastojaka je štetan za okolinu, a neki su štetni i smrtonosni za čovjeka. Prve zakonske propise o ograničenju dozvoljenog sadržaja štetnih produkata u ispušnim plinovima motora donijela je američka savezna država Kalifornija, a kasnije i SAD, evropske zemlje i drugi.


Zakonski propisi se odnose na štetne sastojke plinova izgaranja i to: • ugljični monoksid CO, • neizgoreni ugljikovodici, • dušikovi oksidi (NO i NO2), • spojevi olova, • spojevi sumpora, • čađa i druge krute ili tekuće čestice partikulati . Letalno (smrtno) opasni za ljude su monoksidi CO i NO jer se vežu na hemoglobin u krvi (afinitet hemoglobina prema monoksidima je oko 300 puta veći nego prema kisiku), tako da se remeti transport kisika u tijelu. Pojedinim neizgorenim ugljikovodicima prepisuju se kancerogena svojstva (posebno policiklički aromatski ugljikovodici PAH). Dijelom oksidirani ugljikovodici (aldehidi, ketoni, policiklički aromati), zajedno s čađom i u prisustvu dušikovih oksida tvore smog, uzrokuju brže propadanje gume, smetnje u disanju, oštećenja na građevinskim konstrukcijama itd. Spojevi sumpora SO2 i SO3 otapaju se u vodi i tvore kiseline koje uzrokuju koroziju metala, a pomiješane s vlagom iz atmosfere doprinose kiselim kišama.

Slika 4.49 Utjecaj pretička zraka i opterećenja motora na emisije Ottovog motora Ispušni plinovi Ottovih motora Kod Ottovih motora najčešća je emisija ugljičnog monoksida, neizgorenih ugljikovodika i dušikovih oksida. Ugljični monoksid nastaje pri nepotpunom izgaranju uz nedovoljnu količinu zraka za izgaranje. Kako goriva smjesa u motoru nije idealno homogena po sastavu, često i kod pretičaka zraka većih od 1 dolazi do emisije ugljičnog monoksida (vidi sliku 4.49). Na sadržaj neizgorenih ugljikovodika HC kod smjese ispod stehiometrijske kod nedostatka zraka utječe nepotpunost izgaranja, a kod viška zraka lošiji uvjeti izgaranja (nesigurno upaljivanje,

CO

, vo

l%

NO

x, p

pm

HC

, ppm

Granica rada

Puni teret

Prazni hod

Prazni hod

Puni teret


usporene kemijske reakcije). Pored toga na emisiju neizgorenih ugljikovodika utječe oblik prostora izgaranja (omjer površine prema volumenu), područja hladnih stijenki gdje dolazi do gašenja plamena itd. Ukupnoj emisiji neizgorenih ugljikovodika doprinosi i odzračivanje uljnih para iz prostora koljenastog vratila (ulje se teško upaljuje i veoma sporo izgara). Emisija dušikovih oksida ovisi prije svega o temperaturama radnog procesa, tako da maksimalnu emisiju možemo očekivati pri najvišim temperaturama izgaranja (kod homogene smjese to je područje oko λ ≈ 1.05). Smanjenjem vršnih temperatura procesa smanjuje se i emisija dušikovih oksida.

Područje Utjecajne veličine Usisni zrak

Tlak, temperatura, vlažnost

Gorivo

Sastav, krivulja isparavanja

Priprema gorive smjese

Način ubrizgavanja, pretičak zraka

Usisna cijev

Razdioba smjese, tlak, temperatura

Motor Stapajni volumen, stupanj kompresije, oblik prostora izgaranja, naslage na stjenkama, hlađenje, upravljanje ventilima

Paljenje

Svjećice, razmak elektroda, trenutak paljenja, trajanje iskre

Termički reaktor

Sastav smjese, temperatura, vrijeme zadržavanja

Redukcijski katalizator

Temperatura, vrijeme zadržavanja

Dodatni zrak

Protok

Oksidacijski katalizator

Temperatura, vrijeme zadržavanja

Recirkulacija ispušnih plinova

Protok, temperatura

Slika 4.50 Mogućnosti utjecaja na emisije kod Ottovog motora

Redukciju emisije štetnih plinova možemo postići zahvatima u motoru i izvan njega (vidi sliku 4.50). Kao moguće mjere su grijanje usisne cijevi motora, grijanje zraka na usisu, primjena ubrizgavanja benzina (ravnomjernija raspodjela gorive smjese po cilindrima), bolje strujanje u cilindru itd. Emisije neizgorenih ugljikovodika i ugljičnog monoksida na taj način se smanjuju, dok se istovremeno smanjenje emisije dušikovih oksida postiže samo u području siromašne smjese. Radi sigurnog paljenja potrebno je koristiti uređaje s većom energijom i trajanjem električne iskre, a pomoć može biti i u dovođenju dijela plinova izgaranja (recirkulacija ispušnih plinova). Povišena temperatura stijenke smanjuje emisiju neizgorenih ugljikovodika. U cijelom nizu zahvata za postizanje čim manje emisije štetnih tvari dolazimo do smanjenja snage motora, do povećanja potrošnje goriva itd. tako da se pribjegava i drugim sredstvima za smanjenje emisije štetnih plinova. U termoreaktorima, koji se postavljajuu ispušnu cijev motora i koji se sastoje iz čelične konstrukcije, dovodimo dodatni zrak za dovršenje oksidacije neizgorenih ugljikovodika i ugljičnog


monoksida. Stupanj djelovanja jako ovisi o vremenu zadržavanja tvari u reaktoru i o temperaturi pri kojoj se reakcije odvijaju. Radi smanjenja dimenzija reaktora, reaktor se dodatno grije izgaranjem dijela goriva (pogotovo kod smanjenih opterećenja motora). Radi smanjenja gubitaka topline reaktor se termički izolira. Temperature reakcija moraju biti ispod 1500 K, kako ne bi došlo do dodatnog stvaranja dušikovih oksida.

Slika 4.51 Promjena emisije NOx, snage motora i specifične potrošnje goriva ovisno o recirkulaciji ispušnih plinova

Katalizatori su mnogo povoljniji jer se rakcije odvijaju pri nižim temperaturama s dovoljnom brzinom, tako da ni vrijeme zadržavanja u katalizatoru nije dugo. Oksidacijski katalizator pospješuje oksidaciju HC i CO, dok se redukcijskim katalizatorom smanjuje sadržaj NOx. Multifunkcijski katalizatori omogućuju istovremenu redukciju i oksidaciju u vrlo uskom području stehiometrijske smjese. Kao katalizator koristi se smjesa platine i rodija u omjeru 5:1. Već i odstupanje od 1% van stehiometrijske smjese znatno narušava ravnotežu između oksidacijskih i redukcijskih reakcija i umanjuje ukupni stupanj djelovanja katalizatora za pojedine reakcije i do 50%. Zbog tako velike osjetljivosti ovih katalizatora potrebna je vrlo precizna regulacija sastava gorive smjese na motoru, što se postiže samo sustavom za ubrizgavanje benzina i s lambda sondom. Katalizatori na bazi plemenitih metala i metalnih oksida ne mogu raditi sa benzinom koji sadrži olovni tetraetil, zbog zaprljanja aktivnog sloja katalizatora, pa je potrebno koristiti "bezolovni" benzin. Ispušni plinovi dizelskih motora Dizelski motori rade u pravilu s viškom zraka, tako da u njihovim ispušnim plinovima ima vrlo malo CO i HC, dok je emisija dušikovih oksida znatna, ali još uvijek manja nego kod Ottovih motora. Kod dizelskih motora se dodatno javlja emisija čađe, tako da su dva osnovna sastojka protiv kojih se treba boriti: čađa i NOx. Smanjenje emisije dušikovih oksida moguće je postići smanjenjem temperature procesa, tako da se početak paljenja pomiče prema GMT i dodatno se recirkulira jedan dio ispušnih plinova (problematično kod motora s turbopuhalom zbog zaprljanja). Kasnijim paljenjem povećava se potrošnja goriva i temperatura ispušnih plinova. Pri nedovoljnim vrijednostima pretička zraka dolazi do emisije čađe, pogotovo u uvjetima naglog opterećenja kod motora s prednabijanjem. Čađa se općenito javlja pri nedovoljnim temperaturama procesa uz nedovoljnu oksidaciju. Emisiju čađe možemo naknadno smanjiti katalitičkim izgaranjem čađe ili ugradnjom samočistivih filtera čađe.

Udio recirkulacije, %

Pro

mje

na, %


Kod dizelskih motora postoji i poseban problem u smradu ispušnih plinova (neizgoreni HC) u uvjetima hladnog starta i za vrijeme zagrijavanja motora. Kao usporedba služi sadržaj aldehida. Za smanjenje te nepovoljnosti nastoji se da faza zagrijavanja motora traje čim kraće. Kako dizelski motor sam po sebi zadovoljava većim dijelom postavljene zakonske propise (barem je to bilo tako do 1991), njegova se upotreba za pogon vozila znatno proširila i u SAD u kojoj tradicionalno u saobraćaju prevladavaju Ottovi motori. Emisija buke Zakonskim propisima se pokušava ograničiti i emisija buke, pogotovo kod cestovnih vozila. Motor ima značajni udio u emisiji buke. Vibracije dijelova motora prenose se na okolni zrak kao promjene tlaka, koje se dalje šire kao buka. Visokofrekventne vibracije, koje su uzrok buke motora, pobuđene su procesom izgaranja, radom turbopuhala, udarima dijelova motora (npr. premještanje klipa u cilindru zbog zračnosti) itd. Značajni doprinos buci motora ima i intermitentno strujanje ispušnih plinova, popraćeno refleksijama valova po ispušnom cjevovodu, tako da konačni interferirani tlačni valovi imaju najrazličitije oblike. Intermitentni usis također, samo u manjoj mjeri, stvara buku. Prema CIMAC-u formula za ukupnu emisiju buke četverotaktnih motora do 6000 kW, pri n = 200 ... 3000 min-1, izraženu u dB(A), mjereno na 1m udaljenosti, u ovisnosti o brzini vrtnje n (nazivnoj brzini vrtnje nN i brzini vrtnje n = 1 s-1), kao i odgovarajućim snagama Pe, PeN i P0 = 1 kW, je:

dB55log30log5.5log1000

+

−

+

=

nn

PP

nn

L NeNNA ( 4.123 )

Prema ovoj formuli buka je najveća pri radu motora na nazivnoj brzini vrtnje. U prosjeku su dizelski motori do ~80% bučniji od Ottovih motora, pri čemu dizelski motori s indirektnim ubrizgavanjem imaju otprilike jednaku razinu buke kao Ottovi motori jednake snage.

Slika 4.53 Izvori buke motora Mjere za sniženje buke koje možemo poduzeti pri konstrukciji motora su u mirnijem procesu izgaranja s manjom brzinom porasta tlaka (pomicanje točke paljenja ka kasnijem paljenju), primjeni indirektnog ubrizgavanja, primjeni prednabijanja, dezaksiranje klipa, ugradnji klipova sa stabilizacijom termičkih deformacija plašta, primjeni hidrauličkih podizača ventila s automatskim izjednačenjem zazora. Sve ove mjere mogu samo ograničeno utjecati na sniženje buke ~ 2 ... 4 dB(A).

Ukupna buka motora

Pobuda

Pulzacije strujanja Izgaranje Mehanički procesi

Zračenje buke

Stjenke motora

Mehanička impendancija

Ispu

h

Zrak

Gor

ivo

Pomoćna oprema

Mehanizam Pogon ventila

Ubrizg. goriva


Daleko veće smanjenje buke motora postiže se izvedbom dijelova kućišta koje će emitirati što manje buke. Oklapanje motora protuzvučnim slojevima dodatno umanjuje buku motora (primjena sendvič limova s prigušnim slojevima itd.). Posebnu pažnju treba pokloniti prigušenju buke ispušnih plinova pomoću ispušnih lonaca. Oni mogu biti apsorpcijski i refleksni, ili mogu biti izvedeni kao njihova kombinacija. 4.7.4 Motor s unutarnjim izgaranjem kao pogonski stroj Kada govorimo o opterećenju motora treba razlikovati opterećenje po momentu i po snazi. Ovdje će se koristiti samo promjena momenta prema brzini vrtnje za karakteristične pogone od strane motora. Pogon kompresora M = const Pogon kod kojega je moment opterećenja konstantan i ne ovisi o brzini vrtnje, čest je slučaj kod pogona stapnih strojeva npr. kompresora , kao i kod pogona broda zbog porasta otpora broda. Kod motora s prednabijanjem može pri ovakvom pogonu doći vrlo brzo do termičkog preopterećenja zbog smanjenog protoka zraka pri smanjenoj brzini vrtnje i do povećanja mehaničkog opterećenja zbog povišenja tlakova u cilindru. Motori, zbog takvih nepogodnosti, moraju imati odgovarajuće rezerve snage kada su predviđeni za trajni rad pri ovakvom pogonu. Pogon generatora n = const Kod pogona sinhronih izmjeničnih generatora električne struje, zbog zahtjeva da frekvencija struje bude konstantna, brzina vrtnje motora mora biti otprilike konstantna u cijelom rasponu opterećenja. Brzina vrtnje motora određena je frekvencijom f električne struje i brojem pari polova pG rotora generatora:

Gpfn = ( 4.124 )

Konstantnu brzinu vrtnje mora održavati sustav regulacije motora. Snaga električnog agregata se prikazuje kao prividna snaga PS izražena u kVA. Stvarna snaga je radna snaga PW izražena u kW. Sa cosϕ (obično je cosϕ = 0.8) označen je faktor snage (omjer radne prema prividnoj snazi), a sa ηG (ηG ≈ 0.93) označen je stupanj djelovanja generatora. Potrebna snaga pogonskog motora je:

G

S

G

we

PPP

ηϕ

ηcos

== ( 4.125 )

Pogon brodskog vijka M ~ n2 Kod pogona brodskog vijka, centrifugalnih i aksijalnih pumpi, ventilatora i drugih fluidodinamičkih strojeva, pogonska snaga je proporcionalna trećoj potenciji brzine vrtnje, a moment je proporcionalan kvadratu brzine vrtnje. Pri višim brzinama vrtnje, mala promjena brzine vrtnje znači odmah i mnogo veću promjenu snage. Kod brodskog vijka s fiksnim usponom krila postoji stabilna samoregulacija, gdje se brzina vrtnje motora time i brzina broda preko brzine vrtnje brodskog vijka sama podešava prema količini ubrizganog goriva (prema veličini pogonskog momenta motora) (vidi sliku 4.55). Kod brodskog vijka s promjenljivim usponom krila proširuje se područje rada motora, tako da je s jedne strane potrebno


zaštititi motor od pobjega (prekoračenja maksimalne dopuštene brzine vrtnje), a s druge strane, zbog mogućnosti da se krila zakrenu u drugu stranu, nije više potreban sustav za prekret motora (promjenu smjera vrtnje motora). Ovim posljednjim se umanjuju posljedice termičkog šoka za dijelove motora.

Slika 4.54 Opterećenje motora pri 1) konstantnom momentu, 2) pogonu sinkronog generatora i 3) pogona broda

Slika 4.55 Krivulje pogona broda za brodski vijak s fiksnim krilima i s promjenljivim usponom krila

B1 i B2 – radne točke kod manjih opterećenja, Bv – radna točka na nazivnoj snazi Pogon vozila Kod pogona vozila i moment i brzina vrtnje su promjenljivi (slika 4.54). Ovdje treba računati i s potrebom da vozilo donekle kočimo motorom. Idealni pogon za cestovno vozilo je pogon konstantnom snagom:

const2 == MnPe π ( 4.126 )

Fiksni brodski vijak

Podesivi brodski vijak

Motor


U M-n dijagramu, krivulja konstantne snage je hiperbola, koja je s jedne strane ograničena maksimalnim momentom kojega mogu prenijeti točkovi (da ne dođe do proklizavanja), a s druge strane maksimalnom brzinom vrtnje motora i točkova (centrifugalna sila na gume) (slika 4.56). Pomoću reduktora s više različitih stupnjeva prijenosa, moment motora se može prilagoditi potrebama pogona vozila.

Slika 4.56 Prilagodba momenta motora potrebama vožnje vozila pomoću mjenjača s 4 stupnja prijenosa (I do IV)

Ako je MR moment na točku vozila, iM stupanj prijenosa mjenjača, iD stupanj prijenosa diferencijala, sa stupnjevima djelovanja ηM i ηD, moment na spojci motora je:

DMDM

R

iiMM

ηη= ( 4.127 )

U stabilnoj radnoj točki postignuta je ravnoteža između momenta na točku MR i potrebnog momenta za pogon vozila Mv = Fv r, gdje je Fv sila otpora vožnje, a r radius točka. Odavde dobivamo potrebnu snagu za pogon vozila:

vvRRR cFMnP == π2 ( 4.128 ) gdje je cv brzina vožnje, a Fv sila otpora vožnje. Ubrzanje vozila postižemo onda kada je pogonski moment veći od momenta zbog otpora vožnje. Razlika momenta ∆M (vidi sliku 4.56) koristi se za ubrzavanje vozila. Pokretanje vozila sa mjesta, gdje se motor vrti pri minimalnoj brzini vrtnje, a točkovi vozila miruju, mora se provesti tako da se vozilo prijenosom momenta uz klizanje na spojci dovede do brzine koja odgovara barem minimalnoj brzini vrtnje motora (pomnoženo s prijenosnim omjerom mjenjača i diferencijala).


Regulacija Zavisno o točki presjeka krivulje pogonskog momenta MM motora s krivuljom momenta MP potrošača na spojci, pogon može biti stabilan i nestabilan (vidi sliku 4.57). Kod nestabilne radne točke potrebno je poduzeti mjere za regulaciju brzine vrtnje i pogonskog momenta.

Slika 4.57 a) Stabilna i b) nestabilna radna točka Kod Ottovih motora gubici strujanja na usisu rastu s kvadratom brzine vrtnje, što se odražava na krivulju momenta, te se moment smanjuje s povećanjem brzine vrtnje ili je eventualno konstantan. Moment potrošača koji stalno raste s povećanjem brzine vrtnje (npr. kod vozila) uvjetuje stabilnu radnu točku i time stabilan rad motora. Da bi se umanjile mogućnosti da motor ode u pobjeg, koristi se ograničenje maksimalne brzine vrtnje.

Slika 4.58 Krivulje podešavanja: mP1,2 – pumpa za ubrizgavanje goriva, λ - pretičak zraka Kod dizelskih motora u području malih brzina vrtnje moment motora raste, tako da u tom području može doći do nestabilne radne točke. Gubici propuštanja na visokotlačnoj pumpi goriva su kod manje brzine vrtnje veći, pa je potrebno poduzeti mjere za ugađanje dobave pumpe, kako bi se kod većih brzina vrtnje izbjegla opasnost da dođe do čađenja motora s povećanjem dobave pumpe u istu masu zraka (vidi sliku 4.58). Zbog navedenih razloga dizelskom motoru je potreban regulator praznog hoda sa zaštitom od prevelike brzine vrtnje. Takav regulator, koji je uobičajen kod motora za vozila, ograničava minimalnu i maksimalnu brzinu vrtnje motora. U području između tih granica regulator nema nikakvog djelovanja, tako da se tu sva regulacija izvodi samo ručicom goriva (npr. pedalom "gasa"). Takav regulator se naziva dvorežimni regulator. Kada nam je potrebna regulacija brzine vrtnje na željenoj vrijednosti unutar područja između brzine vrtnje praznog hoda i maksimalne brzine vrtnje, koristi se sverežimni regulator. Takav se regulator koristi kod motora za tegljače, brodskih postrojenja sa prekretnim brodskim vijkom itd. Kod električnih agregata, brzinu vrtnje treba održavati konstantnom radi očuvanja konstantne frekvencije struje, pa se tu koristi tzv. jednorežimni regulator.

Stabilna Nestabilna


Regulacijski krug prikazan je na slici 4.59 Regulacijom dovedene količine goriva, odnosno gorive smjese, vrši se regulacija momenta vrtnje motora. Masa dovedenog goriva mg po jednom procesu je veličina koju regulira centrifugalni regulator na osnovi brzine vrtnje, ili kod pneumatskih regulatora prema podtlaku u usisnoj cijevi. Promjenom opterećenja motora, kod konstantnog momenta motora, dolazi do povećanja ili smanjenja brzine vrtnje ili do povećanja ili smanjenja podtlaka u usisnoj cijevi . Promjena brzine vrtnje mijenja položaj utega centrifugalnog regulatora, tako da dolazi do pomaka ručice goriva. Ako je brzina vrtnje smanjena, utezi se više skupljaju pod djelovanjem sile opruge i pumpi za ubrizgavanje goriva ili leptiru rasplinjača se preko ručice goriva daje komanda za dovod veće količine goriva u cilindar. Ako je brzina motora povećana, regulator će smanjivati brzinu vrtnje.

Slika 4.59 Shema regulacijskog kruga 1) zupčasta letva, 2) utezi regulatora, 3) opruga, 4) vijak za podešavanje željene brzine vrtnje

Pri promjeni opterećenja motora, počinje djelovanje regulatora, koje treba da u čim kraćem vremenu dovede motor u novu ravnotežnu točku rada. Vrijeme potrebno za tu prijelaznu pojavu je jedna od najvažnijih karakteristika regulacijskog sustava. Ako je došlo do povećanja opterećenja, zbog sporog djelovanja regulacijskog kruga može doći do zaustavljanja motora i do ispada iz pogona. Ukoliko se povećanjem mase goriva motor ubrzava na brzinu vrtnje nB, uz moment inercije J ukupnih rotiraju„ih masa sustava, vrijeme zaleta motora je:

max

2M

Jnt Ba

π= ( 4.129 )

Time je određeno vrijeme ∆t tijekom kojega pri naglom rasterećenju motora M → 0 regulator mora dovesti motor u novu radnu točku, bez da se prijeđe dozvoljeno odstupanje brzine vrtnje ∆n, da ne dođe do pobjega motora :

B

a

nnt

t∆

=∆ ( 4.130 )

Veće vrijednosti momenta inercije rotirajućih masa olakšavaju proces regulacije. Normalno vrijeme za vrijednost ta = 1.8 ... 2 s kod manjih električnih agregata. Kraća vremena zaleta iziskuju regulatore bržeg djelovanja. Vrijeme trajanja prijelazne pojave tn je vrijeme koje protekne od naglog opterećenja ili rasterećenja motora do vremena stabilizacije nove radne brzine vrtnje motora unutar granica tolerancije. Ovo vrijeme kod dizelelektričnih agregata iznosi tn = 4 ... 20 s.

Zaustavljanje Puno opterećenje

Podaci regulacije Regulator


Ovisno o izvedbi regulatora, regulacijska veličina (obično brzina vrtnje) održava se na različite načine.

Područje regulacije proporcionalnog (P) regulatora Kod P regulatora (proporcionalni regulator) dolazi do odstupanja brzine vrtnje, zavisno o opterećenju motora (slika 4.60). Pri nazivnom opterećenju brzina vrtnje nV je nešto manja, a kod praznog hoda brzina vrtnje nL je nešto veća. Omjer ove promjene brzine vrtnje prema srednjoj brzini vrtnje naziva se stupanj nejednolikosti δ tzv. stupanj proporcionalnosti .

VL

VL

nnnn

+−

= 2δ ( 4.131 )

Stupanj proporcionalnosti je to viši što je manja podešena brzina vrtnje, zbog drugačijih omjera centrifugalnih sila prema sili opruge. Veća brzina vrtnje pri praznom hodu odgovara većoj centrifugalnoj sili, koja je u ravnoteži sa silom u opruzi. Krutost opruge određuje veličinu stupnja proporcionalnosti, dok prednapon u opruzi određuje postavljenu brzinu vrtnje. Stupnjevi proporcionalnosti su kod električnih agregata δ = 4 ... 5%, kod oštrijih zahtjeva δ = 2 ... 3%, a kod brodskih pogona δ = 5 ... 7%. PI regulator (proporcionalni, integrirajući) koristi se onda kada se ne dozvoljavaju nikakva odstupanja u brzini vrtnje (tzv. izokroni regulator). Tijekom određenog vremena (cca. 2 s), eventualno odstupanje brzine vrtnje se otkloni. Posebni problemi u regulaciji motora mogu nastupiti kod slijedećih pogona: • Kod motora s prednabijanjem, pri naglim velikim promjenama opterećenja, mora doći i do zaleta

turbopuhala, koje je najtromiji element u lancu regulacije, tako da može doći do problema kod preuzimanja velikih naglih opterećenja.

• Kod paralelnog rada električnih agregata, potrebno je da su svi motori opremljeni P regulatorima jednakih karakteristika i veličine, kako bi se postigla ravnomjerna raspodjela opterećenja. Kod različitih stupnjeva proporcionalnosti (slika 4.61), pri rasterećenju agregata, zbog toga što električna mreža drži u sinkronizmu na istoj brzini vrtnje sve agregate, raspodjela opterećenja među agregatima je različita, motor sa strmijom karakteristikom regulatora (s manjim stupnjem proporcionalnosti) naglo mijenja opterećenje, dok motor s blažom karakteristikom regulatora sporije mijenaj opterećenje, pa je kod rasterećenja opterećeniji, tako da kod njega postoji opasnost i od preopterećenja.

Puni teret

Područje regulacije


Slika 4.61 Paralelni rad dva dizelelektrična agregata A1 i A2 s dva P regulatora s različitim stupnjem proporcionalnosti

4.8 KONSTRUKCIJA MOTORA 4.8.1 Zakoni sličnosti i naprezanja Mehanička naprezanja Dijelovi motora mehanički su optere„eni su silama tlaka plinova i inercijskim silama. Kao polazne veličine za usporedbu inercijskih sila uzima se bilo ukupna masa translatcijskih dijelova ili masa rotirajućih dijelova:

( )λ+1trmm = ili rmm = ( 4.132) tako da se može odrediti referentna inercijska sila Fin. Kao referentna sila za opterećenje silama tlaka radnog medija uzima se maksimalna sila tlaka na klip motora Fp .

2ωrmFin = kp ApF max= ( 4.133 ) Naprezanja u presjecima Ad dijelova motora su:

d

inin A

F=σ

d

pp A

F=σ ( 4.134 )

Približno možemo usvojiti izraze za masu i površinu presjeka dijelova kao:

3Dm ρ∝ 2DAd ∝ ( 4.135 ) pa supstitucijom u jednadžbe (4.74) dobivamo:

( ) 222

23

22 sin csnD

DDr ρπρωρσ ∝=∝ ( 4.136 )

(Nova karakteristika)

Smanjeni teret


max2

2

maxmax pDDp

AAp

d

kp ∝∝∝σ ( 4.137 )

Dva su motora geometrijski slična ako imaju jednaku linearnu ovisnost između dimenzija dijelova motora, tako da pri jednakom maksimalnom tlaku imaju jednako naprezanje izazvano silama tlaka plinova. Dva su motora mehanički slična kada pri jednakoj srednjoj brzini klipa cs imaju jednako naprezanje inercijskim silama. Kod takvih izvedbi se povećanjem presjeka dijelova ne mogu smanjiti naprezanja dijelova inercijskim silama. Pored vrijednosti za srednju brzinu klipa c datih ranije u tablici, kod dizelskih motora s promjerom cilindra u rasponu 0.1 < D < 1 m, maksimalna srednja brzina klipa se računa kao:

43.06.6 −= Dcs m/s (D u m) ( 4.138 ) Kod motora koji rade s teškim gorivom, srednja brzina klipa ograničena je na cs<9 m/s. Tablica xx Vrijednosti srednje brzine klipa po jednadžbi (4.77) D, m 0.1 0.15 0.2 0.3 0.5 0.7 1.0 cs, m/s 17.76 14.9 13.2 11.1 8.9 7.7 6.6 Termička naprezanja Kada nam kroz stijenke prostora izgaranja prolazi toplinski tok qst, u dijelovima motora dolazi, zbog temperaturnog gradijenta, do termičkih naprezanja σT izazvanih različitim termičkim dilatacijama pri različitoj temperaturu dijelova. Pojednostavljeno uzeto, za ravnu stjenku debljine δst iz materijala s toplinskom vodljivosti λst, s koeficijentom termičke dilatacije β i modulom elastičnosti E, termičko naprezanje je:

Tqst

st ∆=δλ

( 4.139 )

λδ ststqT =∆ ( 4.140 )

stststst

T qEqETEE

lTlEE

ll δ

λβ

λδβββεσ

==∆=∆==∆= ( 4.141 )

Toplinski tok qst = Qst /A na strani plinova ovisi o koeficijentu konvektivnog prijelaza topline α, koji za konstantne vrijednosti plina možemo prikazati kao:

stT qD ∝∝ − 8.0σ ( 4.142 ) Termička naprezanja koja rastu s povećanjem promjera cilindra D treba svladati odvojeno od mehaničkog opterećenja, bilo pomoću potporne konstrukcije ili hlađenjem stijenke čim bliže mjestu dovođenja topline. Potporne konstrukcije mogu biti izvedene poput membrane s jakom potpornom konstrukcijom. Relativno tankom stjenkom (slika 4.62a) provodi se toplina na rashladni medij, tako da je termičko naprezanje σT čim manje, pri čemu se unutarnja šalica podupire protiv mehaničkih naprezanja jakom vanjskom stjenkom. Slična konstrukcija je s hlađenjem u bušotinama, koje su vrlo blizu površine stjenke (slika 4.62b), tako da je ostali noseći dio rasterećen od termičkih naprezanja.


Slika 4.62 Utjecaj debljine stjenke na naprezanja i razdiobu temperature Naprezanja pri povećanju snage Po jednadžbi (4.59) efektivna snaga je:

2DcwP see ∝ ( 4.143 ) Povećanjem promjera cilindra predstavlja najdjelotvorniji način da se poveća snaga motora (pritom se naravno povećava i stapaj). Neovisno o drugim aspektima povećanja dimenzije cilindra (smještaj motora, održavanje itd.) granice povećanja dimenzija cilindra leže u termičkom naprezanju, prema jednadžbi (4.79). Srednja brzina klipa predstavlja mjerilo za veličinu inercijskih sila. Inercijske sile rastu proporcionalno kvadratu srednje brzine klipa, jednadžba (4.75). Sa srednjom brzinom klipa rastu brzine strujanja pri izmjeni radnog medija i termička naprezanja (zbog viših koeficijenata prijelaza topline).

( ) 8.0sstcT cTT ∝−∝ ασ ( 4.144 )

Prednabijanje Prednabijanjem se povećava srednji efektivni tlak (specifični efektivni rad), tako da pri sličnom odvijanju procesa dolazimo do viših tlakova procesa uz jednake temperature procesa. Time rastu mehanička naprezanja, približno proporcionalno sa specifičnim efektivnim radom we, tako da su termička naprezanja, obzirom na utjecaj tlaka na prijelaz topline, manja:

8.08.0ecT wp ∝∝σ ( 4.145 )

Poduprta stjenka

Hlađenje bušotinama

Rashladna voda


Smanjenjem pretička zraka pove„avaju se temperature procesa Tc, tako da se koeficijent prijelaza topline mijenja, pa je utjecaj promjene temperature na termička naprezanja:

5.0cT T∝σ ( 4.146 )

Otprilike jednaka eksponencijalna ovisnost termičkog naprezanja σT o we i cs objašnjava činjenicu da pri konstantnom produktu wecs, mala promjena cs ili we nema veći utjecaj na termička naprezanja. 4.8.2 Tipovi motora s unutarnjim izgaranjem Klipni motori Osim nekoliko iznimki, danas se motori izvode kao jednoradni višecilindrični strojevi u linijskoj ili V izvedbi rasporeda cilindara. Kod automobilskih motora susreće se još i bokser izvedba rasporeda cilindara. Kod brzokretnih vozilskih motora broj cilindara u linijskoj izvedbi motora ide do z=6, a kod V izvedbe do 12 cilindara. Kod većih motora D > 0.14 m ide se do 10 cilindara u jednoj liniji (V izvedbe do 20 cilindara). Kod srednjekretnih motora ide se do 9 cilindara u jednoj liniji (18 u V). Veliki dvotaktni sporokretni motori izvode se samo u linijskoj izvedbi do 12 cilindara. Prednosti kompaktne V izvedbe u usporedbi s izvedbom dva odgovarajuća linijska motora se umanjuju kompliciranom izradom kućišta takvog motora. Veći broj cilindara omogućuje manju promjenu momenta na spojci motora, a time i mirniji rad motora, no ujedno povećava i vjerojatnost kvara na jednom od većeg broja dijelova. Izbor omjera stapaj promjer cilindra s/D ovisi o mnogim zahtjevima. Kod brzokretnih motora s nadkvadratnim omjerom s/D < 1 moguće je na većem promjeru cilindra smjestiti ventile većeg promjera i većeg protočnog presjeka, iako viša brzina vrtnje kod smanjene srednje brzine klipa cs iziskuje više sile tlaka plinova. Odabrana vrijednost s/D ima utjecaj na masu motora (s povećanjem omjera s/D smanjuje se dužina motora, dok širina i visina motora rastu). U pogledu izgaranja, radi čim kompaktnijeg prostora izgaranja pogodnije je da je omjer s/D veći (manji je omjer površine prema volumenu prostora izgaranja). Zbog manjih dužina motora kod poprečne ugradnje u vozila, manje emisije neizgorenih HC i povoljnijeg prostora izgaranja, tendencija je i kod automobilskih motora da se vraćaju na omjer s/D ≈ 1, dok četverotaktni brzokretni dizelski motori imaju omjer s/D = 1.2 ... 1.4. Sporokretni dvotaktni dizelski motori imaju omjer s/D = 2.4 ... 3.6, tako da je neminovno potrebno primjeniti uzdužno ispiranje cilindra. Promjer cilindra je danas u primjeni ograničen na vrijednosti D < 0.65 m kod četverotaktnih motora i D < 1 m kod dvotaktnih motora, s maksimalnim snagama motora od Pe = 20 ... 24 MW kod četveroaktnih i Pe < 45 ... 55 MW kod dvotaktnih motora. Prednosti primjene sporokretnog dvotaktnog dizelskog motora su u vrlo pouzdanom radu s vrlo malo zahtjeva za održavanje, mogućnosti izgaranja goriva najlošijeg kvaliteta, mogućnosti direktnog pogona brodskog vijka itd. Ovi motori dostižu danas vrlo visoki stupanj djelovanja (ηe > 0.5). Srednjekretni četverotaktni motori u usporedbi sa sporokretnim dvotaktnim motorima imaju manju masu i dimenzije, jeftiniji su za proizvodnju, a potrošnja goriva je nešto viša, kao i habanje dijelova. Posebno je kritičan životni vijek ispušnih ventila pri radu motora s teškim gorivom. Velika visina sporokretnih dvotaktnih motora (H < 15 m) uvjetovana je primjenom stapnog mehanizma s križnom glavom. Na taj način je klip rasterećen od bočnih sila, a prostor ispod klipa, u koji eventualno prodiru plinovi izgaranja propuštanjem na klipnim prstenima, odvojen je od ulja za podmazivanje, tako da ne dolazi do njegovog zaprljanja. Mali dvotaktni motori izvode se kao i svi četverotaktni motori isključivo s klipnim mehanizmom.


Rotacijski motor Wankel motor Od mnoštva mogućih izvedbi strojeva s rotirajućim klipovima, primjenu je našao samo rotacijski motor kojega je razvio pok. njemački inženjer Felix Wankel (~ 1960).

Slika 4.63 Wankelov rotacijski motor Radi se o stroju s kućištem u obliku epitrohoide. Odvaljivanjem kružnice promjera d2 (slika 4.63) s točkom A na radiusu R po mirujućem krugu promjera d1, nastaje vanjska kontura radnog prostora kontura kućišta. Pritom mora omjer promjera biti:

12

1

+=

mm

dd

m = 1, 2, 3, ... ( 4.147 )

Za Wankelov motor odabrano je m = 2, tako da se dobiva dvolučna trohoida s m+1 = 3 točke (A, A', A") koje opisuju istu krivulju i koje predstavljaju kutove rotora (klipa). U skladu s ovom kinematikom, na ekscentru 4 vratila 3 uležišten je klip, koji se zupčanim vijencem 2 s unutarnjim ozubljenjem odvaljuje po nepomičnom zupčaniku 5, koji je pomoću prirubnice 5 pričvršćen na bočni poklopac 1. Ekscentričnost oba kola je:

212 dde −

= ( 4.148 )

Oblik trohoide ovisan je o omjeru R/e (uobičajeno je R/e = 6.8 ... 7.2), čime je određen i omjer površine prema volumenu radnog prostora, oblik prostora izgaranja i maksimalni stupanj kompresije. Maksimalna vrijednost stupnja kompresije je približno:

eR6.2max ≈ε ( 4.149 )

Stapajni volumen jedne komore se računa iz razlike Vmax i Vmin, tako da je za jednu komoru:


BReBReVk 2.533 ≈= ( 4.150 ) Motor radi po principu četverotaktnog procesa. Jedan okretaj ekscentarskog vratila odgovara jednom ukupnom radnom procesu. Pritom se radni takt jedne komore protegao preko 270° kuta ekscentra, tako da ukupni radni proces traje 4⋅270° = 1080°, što za tri komore iznosi 1080° = 3⋅360° = 3 okretaja klipa:

1 okretaj klipa = 3 okretaja ekscentarskog (koljenastog) vratila = 4 takta procesa u 3 komore U skladu s omjerom brzine vrtnje prema frekvenciji radnog procesa u jednoj komori τ = 6 (jednadžba (1)), za snagu jednocilindričnog Wankelovog motora treba uvrstiti ukupni stapajni volumen VH = 3 Vk u jednadžbi (4.59). Povećanje snage može se ostvariti primjenom većeg broja cilindara. Do sada su u komercijalnim izvedbama izvedeni motori s 1 i 2 cilindra sa stapajnim volumenima 1 x 110 cm3 (zrakom hlađeni) i do 2 x 660 cm3 (vodom hlađeni). Veoma vitki prostor izgaranja, uključivo i udubljenje u klipu 6, ima srpasti oblik i veliki omjer površine prema volumenu, tako da su gubici topline na stijenku veliki. Ovakvi motori mogu raditi samo kao Ottovi motori, uz relativno sporo izgaranje (niske temperature reakcija), što sve ima za posljedicu loše ekološke karakteristike i povećanu potrošnju. Tome svemu treba pribrojiti veoma kompliciranu izradu, komplicirani sustav brtvljenja, tako da su usprkos malom broju dijelova razvoj i primjena ovih motora ograničeni. 4.8.3 Dijelovi motora Klipovi Naprezanja mehanizma inercijskim silama iziskuju lagane izvedbe i upotrebu materijala male gustoće, dok termička naprezanja iziskuju da odabrani materijal ima čim bolju toplinsku vodljivost. Iz tih razloga prednost imaju lake legure za izradu klipova, koje doduše imaju manju tvrdoću i veće termičko istezanje obzirom na legure željeza, tako da je potrebno poduzeti odgovarajuće konstrukcijske mjere za smanjenje velikih zazora klipa u hladnom stanju. Kod motora za vozila koriste se posebne izvedbe termički stabilnih klipova s umetcima od invar čelika ili s rasiječenim plaštem, kako bi zračnost okomito na os osovinice klipa (u smjeru bočne sile klipa) bila čim manja, kako bi se spriječilo mlataranje klipa kod hladnog motora. Povećana termička naprezanja iziskuju pri prekoračenju dozvoljene granične temperature u kanalu 1. kompresijskog prstena (T > 250 °C), armiranje pomoću nosača prstena iz vatrootpornih čelika, ili je potrebno primjeniti hlađenje brizganjem mlaza ulja po unutrašnjoj strani klipa (slika 4.64a). Kod većih motora ovakvo hlađenje nije dovoljno, pa se koriste uliveni, uljem hlađeni kanali ili provrti, gdje je hlađenje pojačano oscilatornim gibanjem klipa i pljuskanjem ulja (shaker princip), do čega dolazi i kod sastavljeih klipova kod motora većih snaga. Kod sastavljenih klipova, čelo klipa ili kruna klipa izrađuje se iz vatrootpornog čelika ili čeličnog lijeva i vijcima se spaja s nosećim dijelom klipa, izrađenim iz uobičajenih legura za klipove (slike 4.64b...d). Klipovi velikih sporokretnih dvotaktnih dizelskih motora izvedeni su kao sastavljeni, pri čemu se tankostjeni lijevani plašt klipa, zajedno s čelom klipa iz čeličnog lijeva spaja direktno na stapajicu. Radi boljeg hlađenja neki proizvođači motora (npr. Sulzer) koristili su vodu kao rashladni medij. Danas se za hlađenje klipova koristi isključivo ulje. Da bi se povećala rashladna površina i poboljšao prijelaz topline na ulje, donja strana čela klipa izvodi se sa slijepim bušotinama koje zapljuskuje ulje (slika 4.64e). Primjena hlađenih klipova ovisi o promjeru cilindra i termičkom opterećenju motora koje je određeno specifičnim dovodom topline po jedinici površine klipa (slika 4.65).


Slika 4.64 Izvedbe klipova

Slika 4.65 Primjena hlađenih klipova sa slike 4.64 kod 4T DM Povećanjem promjera cilindra i tlaka izgaranja, raste i ukupna sila na osovinici klipa i opterećenje njenih ležaja (slika 4.66), tako da je potrebno pojačati površinu nalijeganja klipa. Križna glava Na križnoj glavi velikih dvotaktnih motora sila tlaka plinova Fc pri malom relativnom gibanju dijelova ne dopušta formiranje uljnog klina, potrebnog za podmazivanje. Povećanje ovih sila uvođenjem prednabijanja uvjetuje brižljivu konstrukciju ovih dijelova koji su opterećeni do samih granica čvrstoće. Pri konstrukciji se koristi podesive oslonce ležaja osovine križne glave ili primjena potpuno oslonjene osovine, kako bi se povećala nosiva površina samog ležaja i smanjio tlak osovine na ležaj (slike 4.67a,c). Kod ekscentrično smaknutih površina oslanjanja dolazi do naizmjeničnog

Bez hlađenja


odizanja ležajnih ploha, kako bi se obnovio uljni film i rasteretile kontaktne plohe (slika 4.67b). Vođenje križne glave se može izvesti jednostrano ili dvostrano (kada se koriste 4 klizne plohe stopa).

Slika 4.66 Izvedbe osovinice klipa a) za vozilske motore, b) srednjekretni motori, c) prototip MAN

Slika 4.67 Izvedbe križnih glava kod stapnih mehanizama 2T DM a) s elastičnim stopama, b) s ekscentarskom osovinom (crtano zakrenuto za 90o) c) s povećanom

površinom oslanjanja

Slika 4.68 Izvedbe ojnica a) s kosom podjelom, b) s ravnom podjelom, c) s podjelom na više mjesta


Ojnica Brzokretni motori obzirom na inercijske sile iziskuju vrlo pažljivu izvedbu ojnice, pogotovo njenog struka (s presjekom u obliku slova H), kako bi sa što manjom masom ojnici dali dovoljnu krutost i sigurnost protiv izvijanja. Mala pesnica je nepodijeljena, dok je velika pesnica redovito podijeljena. Visoka naprezanja javljaju se na mjestima prijelaza iz struka u veliku pesnicu, na mjestu koje je dodatno oslabljeno provrtima za vijke ojnice. Izvedba vijaka i spoja polovica velike pesnice mora biti takva da se spriječi savijanje, smak i odvajanje dijelova ojnice. Radi toga se spoj dva dijela ojnice na mjestu velike pesnice izvodi s posebno izvedenim mjestom podjele (nazubljena površina, oblikovana površina i s kalibriranim vijcima, slika 4.68). Povećanjem promjera cilndra i dimenzija ojnice, moguće je jednostavnije izvesti sam struk ojnice i mjesto dijeljenja na velikoj pesnici. Izvedba ojnice, kod koje je izvedena i podjela na struku ojnice, u blizini velike pesnice, naziva se brodska izvedba. Time se olakšava vađenje klipa s ojnicom kroz provrt cilindra (manja potrebna visina i lakši prolaz), dok velika pesnica ojnice s ležajem ostaje na rukavcu koljena, čime se štiti i sam ležaj (slika 4.68c). Kod motora V izvedbe najčešće se koriste dvije jednake ojnice za jedan i drugi red cilindara. Vrlo rijetko se koristi rascijepljena ili privješena ojnica jer je ušteda na ukupnoj dužini motora zanemariva. Koljenasto vratilo s ležajima Koljenasto vratilo opterećeno je inercijskim i plinskim silama na savijanje, smik i torziju. Dodatna naprezanja prouzročena su aksijalnim i torzijskim oscilacijama. Koljenasto vratilo se izrađuje, ovisno o veličini motora, kovanjem u kalupu ili se slobodno kuje. Kod automobilskih motora često se koriste i ljevana koljenasta vratila iz nodularnog lijeva. Slobodno oblikovanje ljevanih dijelova omogućuje bolje oblikovanje i raspodjelu naprezanja uz manje troškove proizvodnje. Kod većih motora se koljenasto vratilo potpuno obrađuje, pri čemu se protuutezi spajaju vijcima na ramena koljena. Kod velikih dvotaktnih sporokretnih motora koljenasto vratilo je sastavljeno iz koljena (ramena i rukavac koljena) koja se izrađuju pojedinačno i spajaju glavnim rukavcima pomoću spojeva s preklopom (koji se spajaju uz prethodno zagrijavanje provrta). Ova koljenasta vratila izrađuju se iz čeličnog lijeva ili kovanog čelika. Kao ležaji se koriste pretežno klizni ležaji. Valjni ležaji se koriste vrlo rijetko. Izvedba glavnih ležaja i ležaja velike pesnice kod visokoopterećenih motora potrebno je vršiti provjeru minimalne debljine uljnog filma putem pomaka i deformacija dijelova motora. Kućište motora Kod malih motora kućište motora je zajedničko za sve cilindre motora, s time da se unutar ljevanog kućišta formiraju rashladni prostori, rebra za ojačanje i svi noseći dijelovi. Kućište se izrađuje lijevanjem iz sivog nodularnog lijeva, (kod automobilskih motora i iz lakih legura). Radi dobrog hlađenja potrebno je da cilindri budu oplakani sa svih strana, iako kod automobilskih motora, da bi se dobio čim kraći motor, dolazi do stapanja stijenki dva susjedna cilindra. Za pouzdani rad koljenastog mehanizma motora potrebno je vrlo kruto kućište. Dok kod automobilskih motora u linijskoj izvedbi donji rub kućišta obično leži u visini diobene ravnine glavnih ležaja, kod motora u V izvedbi se spuštanjem kućišta ispod te ravnine dodatno ukrućuje


kućište (slika 4.69a). Jednako tome djeluje i zajedničko uležištenje u bloku koljenastog vratila i bregastog vratila (slika 4.69b) ili se poprečnim vezama postiže prstenasto ukrućenje konstrukcije oko glavnog ležaja (slika 4.69c), čime su ujedno očuvane prednosti otvorenog kućišta.

Slika 4.69 Izvedbe kućišta motora a) s visećim glavnim ležajima, b) s integralnim glavnim ležajima, c) s jarmovima visećih ležaja koji

povezuju donji dio kućišta, d) sastavljeno ljevano kućište, e) zavareno kućište Kod četverotaktnih brzokretnih i srednjekretnih motora koriste se zbog primjene otvorenog kućišta viseći ležajevi koljenastog vratila, dok se stojeći ležajevi koriste samo u rijetkim primjerima (slika 4.69d). Kod velikih sporokretnih dvotaktnih dizelskih motora koriste se uglavnom stojeći ležajevi (slika 4.69e). Kućište velikih sporokretnih dizelskih motora nije jednodijelno, već je sastavljeno po visini. Ono se sastoji, počev od dna, od temeljne ploče sa stojećim ležajima, stalaka, ispirnih kućišta sa cilindarskim košuljicama i cilindarskih glava. Svi ti dijelovi se po visini povezuju dugim sidrenim vijcima, tako da u dijelovima kućišta djeluje samo naprezanje na tlak. Potrebnu krutost kućištu radi zaštite koljenastog vratila daje danas kutijasta izvedba stalaka, koja ima mnogo veću krutost od ranije primjenjivanih pojedinačnih stalaka (slika 4.76). Cilindarska glava Za motore s D < 130 mm koristi se do 6 cilindara zajednička cilindarska glava u bloku i zamjenjuje veći broj pojedinačnih cilindarskih glava. Jednoliki pritisak cilindarske glave na podlogu radi brtvljenja iziskuje vrlo krutu izvedbu. Cilindarska glava je veoma složeni dio motora, pošto u njoj moraju biti smješteni usisni i ispušni kanali s ventilima, rasprskači ili svjećice, ventili za startni zrak, sigurnosni ventili, rashladni prostori itd., što sve stvara veliku gužvu i pred projektante i tehnologe postavlja velike zadatke. Izborom četiri umjesto dva ventila povećava se volumetrijski stupanj djelovanja motora i stvara se mogućnost da se svjećica ili rasprskač postave u samoj osi cilindra. Primjena četiri ventila po cilindru je danas standard kod motora s promjerima D > 150 mm i motora s prednabijanjem. Kod zrakom hlađenih motora, zbog potrebnog prostora za rashladna rebra, koriste se samo dva ventila. Ventili velikih motora se smještaju u zatvorenu košaru, tako da je olakšan popravak takvih ventila (nije potrebno skidanje cilindarske glave) i spriječen je prijenos deformacija na sjedište ventila. Da bi se omogućilo čišćenje sjedišta ventila tijekom rada, ventili se opremaju uređajima za zakretanje ventila u otvorenom stanju. Ventili tijekom 6 ... 12 podizaja izvedu jedan okretaj oko svoje osi.


Povećanjem snage i dimenzija motora potrebno je poduzeti posebne mjere za hlađenje cilindarske glave, tako da se koriste bilo potporne konstrukcije ili hlađenje bušotinama (slika 4.70). Posebno je važno, kod primjene teških goriva, dobro hlađenje sjedišta ventila i područja oko rasprskača.

Slika 4.70 Izvedbe cilindarskih glava za velike 2T DM a) s poduprtom stjenkom, b) s hlađenjem kroz bušotine

Cilindarska košuljica Cilindarska košuljica, ovisno o načinu hlađenja, može biti integralna, suha, mokra i zrakom hlađena. Integralna košuljica je u stvari dio kućišta motora (nema posebne cilindarske košuljice), tako da razmak cilindara može biti mali. Kućište motora mora biti iz perlitnog lijeva s dobrom otpornosti na habanje, ili ako se koriste jeftiniji materijali, potrebna je odgovarajuća obrada površine cilindra. Suha košuljica je s malim preklopom umetnuta u provrt u kućištu motora i u slučaju njenog istrošenja moguća je zamjena. Hlađenje cilindra se obavlja prijenosom topline, metalnim kontaktom, na kućište motora, koje ima svoje rashladne prostore za hlađenje. Suhe košuljice se izrađuju iz sivog lijeva, otpornog na habanje, s debljinom stjenke od 2.5 ... 3.5 mm. Primjenom suhih cilindarskih košuljica moguća je izrada kućišta motora iz jeftinijeg materijala i primjenjuje se na motorima do D = 120 mm. Kod većih motora koristi se mokra košuljica, čija je vanjska strana u izravnom kontaktu s rashladnom vodom. Na taj način je moguće dobro hlađenje, potrebno radi dobrih uvjeta podmazivanja u cilindru. Na prirubnici košuljice, na mjestu gdje je ona pritegnuta cilindarskom glavom, dolazi do velikih mehaničkih i termičkih naprezanja i deformacija, tako da je o njima potrebno povesti računa kod velikih motora. Kod vozilskih motora se koristi upušteno sjedište (slike 4.71a,b) čime je omogućeno rasterećenje od radijalnih sila i dobro hlađenje košuljice. Kod podignutog sjedišta (slike 4.71c,d) hlađenje u gornjem dijelu košuljice može biti ograničeno. Košuljica je najviše opterećena u svom gornjem dijelu, pa se kod podignutog sjedišta često dodaje potporna konstrukcija (slika 4.71d). Kod velikih motora izvodi se često pri vrhu košuljice veća debljina stijenke s hlađenjem u bušotinama (slika 4.71e).


Slika 4.71 Izvedbe vodom hlađenih cilindarskih košuljica Kod zrakom hlađenih motora cilindarska košuljica se ne umeće u kućište motora nego se na vanjskoj strani orebruje i montira tako da su rebra izvan kućišta motora u struji rashladnog zraka. Zračno hlađenje cilindra se koristi samo do D = 140 mm. 4.8.4 Izvedene konstrukcije motora Automobilski motor Na slici 4.72 prikazan je automobilski Ottov motor s 4 cilindra u liniji, sa stapajnim volumenom 2 l, koji je izveden povećanjem promjera ranijeg motora sa stapajnim volumenom od 1.9 l. Motor je namijenjen za ugradnju u automobil s prednjim pogonom i po svojoj koncepciji odgovara seriji izvedbi motora po principu gotovih sklopova (Baukasten sustav).

Slika 4.72 Ottov motor za pogon osobnog vozila (snaga 92 kW pri 6000 min-1) Kućište motora je napravljeno iz sivog lijeva sa spojenim stijenkama cilindara zbog povećanja promjera cilindra, kruto je i gotovo simetrično (zbog smještaja bregastog vratila u cilindarsku glavu). Uljna kada je ljevana iz aluminijske legure.


Cilindarska glava je izvedena u bloku i izrađena je iz lake legure. Na svom gornjem dijelu ima smješteno bregasto vratilo, koje svojim brijegovima, preko hidraulički podesivih podizača, djeluje na ventile. Usisni kanali dolaze s jedne strane glave, a ispušni kanali s druge. Ispušni ventili su opremljeni Rotacap uređajem za okretanje ventila tijekom rada. Na kraju bregastog vratila je pogon za razvodnik paljenja. Koljenasto vratilo preko nazubljenog gumenog remena pogoni bregasto vratilo. Svjećice su smještene na strani ispuha. Koljenasto vratilo je kovano i dijelom obrađeno. Smješteno je u visećim troslojnim ležajima, od kojih se srednji ležaj izvodi kao referentni, za spriječavanje aksijalnih pomaka koljenastog vratila. Klipovi su izrađeni iz lake legure i izvedeni s kompenzacijom termičkih dilatacija i s udubljenjem u čelu klipa radi formiranja prostora izgaranja. Pumpa rashladne vode izvedena je kao centrifugalna pumpa, pogoni se klinastim remenom i smještena je na slobodnoj strani motora. Zupčasta pumpa ulja ima pogon direktno s koljenastog vratila i izvedena je s unutarnjim ozubljenjem i srpom. Za stvaranje gorive smjese predviđena je ugradnja bilo rasplinjača ili sustava za ubrizgavanje benzina u usisni kanal. Motor za teretno vozilo Na slici 4.73 prikazan je zrakom hlađeni četverotaktni dizelski motor u V izvedbi sa 6 cilindara, iz serije motora sa 6, 8, 10 i 12 cilindara, koji se izvode i u verziji s prednabijanjem. Specifična masa motora je 4.6 kg/kW za motore sa slobodnim usisom i 3.26 kg/kW za motore s prednabijanjem. Maksimalna snaga po jednom cilindru je 21 kW, odnosno 38.6 kW kod motora s prednabijanjem.

Slika 4.73 Dizelski 4T motor za pogon teretnog vozila (snaga 125 kW pri 2650 min-1) Kućište motora je izvedeno iz sivog lijeva, s donjim krajem spuštenim ispod osi koljenastog vratila. Ojačano je uzdužnim rebrima i poprečnim pregradama u kojima su oslonci glavnih ležaja. Iz razloga što manjih gabarita, uljna kada je malena. Čvrsti oslonci u kućištu motora za orebrene cilindarske košuljice iz sivog lijeva imaju duboko upuštena ojačanja za navoj vijaka cilindarske glave. Bregasto vratilo je oslonjeno u posebnim ležajima na vrhu kućišta i zajedničko je za oba reda cilindara. Limeni poklopac zatvara prostor među cilindrima, kako bi se stvorio veliki kanal za razvod rashladnog zraka i za smještaj pumpe za ubrizgavanje goriva. Cilindarske glave su pojedinačne za svaki cilindar. Izrađene su iz lake aluminijske legure. Svaki cilindar ima po jedan usisni i ispušni ventil. Cilindarske glave se bez posebne brtve pritežu preko cilindarskih košuljica na kućište motora. Radi poboljšanja uvjeta strujanja u cilindru, usisni kanal je izveden kao spiralni kanal za generiranje vrtloga. Radi boljeg hlađenja struka ventila, ventili


su položeni koso, paralelno osima cilindara. Sjedište ventila u cilindarskoj glavi je izvedeno kao umetnuti prsten. Upravljanje ventila je s bregastog vratila putem podizača, podizačkih motki i klackalica. Koljenasto vratilo je potpuno obrađeno i uležišteno između susjednih cilindara, tako da ima ukupno 4 glavna ležaja. Protuutezi su pričvršćeni vijcima na ramena koljena. Ojnice nasuprotnih cilindara vezane su na zajedničko koljeno, jedna pored druge. Rukavci koljena su izbušeni, kako bi se smanjile rotirajuće mase i dobio prostor za dovod ulja na ležajeve koljena. Klipovi iz lake legure se hlade prskanjem mlaza ulja po donjoj strani klipa. Na strani zamašnjaka nalazi se električni starter, pričvršćen na zvonu zamašnjaka. Na slobodnom kraju motora nalazi se poklopac izliven iz lake legure. On služi i kao nosač za pomoćnu opremu (hladnjak ulja, filter ulja, kompresor, električni generator) i kao kućište za aksijalni ventilator (nazivni kapacitet ~ 60 m3/kWh) s privodnim lopaticama. Za regulaciju brzine vrtnje regulatora brine se osjetnik temperature i hidrodinamička spojka. Pogon bregastog vratila i pumpe za ubrizgavanje goriva izveden je na strani zamašnjaka zupčaničkim prijenosom. Pored pumpe za ubrizgavanje goriva preko elstične spojke s gumom izveden je pogon aksijalnog ventilatora. Na spojci za pogon pumpe za ubrizgavanje goriva ugrađen je centrifugalni regulator kuta predubrizgavanja goriva. Zupčani pogon pumpe goriva izveden je na slobodnom kraju koljenastog vratila. Brzokretni motor velike snage Na slici 4.74 prikazan je jedan brzokretni motor velike snage, koji se izvodi u seriji od 12, 16 i 20 cilindara u V izvedbi. Motor je namijenjen pogonu lokomotiva, za potrebe glavnog pogona broda i kao pomoćni brodski motor (kod velikih brodova), te kao pogonski motor za električne agregate. Četverotaktni dizelski motor ima cilindre raspoređene u V s kutem od 60°. Ubrizgavanje goriva je direktno preko pojedinačnih pumpi za svaki cilindar.

Slika 4.74 Brzokretni dizelski 4T motor visoke specifične snage za pogon plovila (MTU, snaga po cilindru 260 kW pri 1200 min-1)

Impulsno prednabijanje motora vrši se pomoću turbopuhala, a zrak za prednabijanje se dodatno hladi u hladnjaku zraka. Ispušni vodovi su smješteni u unutrašnjost prostora među cilindrima, dok su hladnije cijevi usisnog zraka smještene izvana.


Kućište motora je izvedeno kombinirano, kao zavareno kućište sastavljeno iz lijevanih poprečnih pregrada iz čeličnog lijeva i prešanih čeličnih limova. Zavarena uljna kada spojena je vijcima na kućište motora. Cilindarske košuljice su izvedene kao mokre. Glavni ležaji su izvedeni kao viseći, a poklopci ležaja su pričvršćeni uzdužnim i poprečnim vijcima, tako da se dobija prstenasto ukrućenje oko glavnog ležaja. Cilindarske glave su pojedinačne za svaki cilindar i izrađene su iz nodularnog sivog lijeva. Svaki cilindar ima dva usisna i dva ispušna ventila. Svaki red cilindara ima svoje bregasto vratilo smješteno bočno u kućištu motora. Upravljanje ventilima vrši se s brijegova, preko valjčića podizača, podizačkih motki i klackalica. Koljenasto vratilo je iskovano iz jednog dijela i potpuno obrađeno. Protuutezi su spojeni vijcima na ramena koljena. Koljenasto vratilo ima klizne ležaje, a kao referentni aksijalni ležaj služi kuglični ležaj na strani spojke motora. Spojka je hidraulički navučena na pogonski kraj koljenastog vratila. Na svaki rukavac koljena vežu se jedna pored druge ojnice nasuprotnih cilindara. Klipovi su izvedeni kao sastavljeni. Donji noseći dio s plaštem izrađen je iz lake legure, a na njega je vijcima spojeno čelo klipa s nosačima klipnih prstenova, izrađeno iz vatrootpornog čelika. Između čela klipa i tijela formiran je prostor za ulje za hlađenje, u koji se ulje dovodi brizganjem sa gornjeg kraja ojnice. Pogon bregastih vratila i svi ostali pogoni izvedeni su zupčanim prijenosom na slobodnom kraju koljenastog vratila. Srednjekretni dizelski motor Na slici 4.75 prikazan je srednjekretni četverotaktni dizelski motor, koji se izvodi u linijskoj i u V izvedbi sa 6 do 18 cilindara. Namijenjen je brodskoj propulziji i za pogon većih električnih agregata u stacionarnim električnim centralama. Ubrizgavanje goriva je direktno, a kao gorivo koristi se teško gorivo. Prednabijanje je konstantnim tlakom pomoću turbopuhala i hladnjaka zraka. Sabirni kanal zraka je izveden unutar V prostora među cilindrima, dok su ispušne cijevi izdignute visoko iznad tog prostora. Kućište motora je izvedeno kao jednodijelno lijevano kućište iz nodularnog sivog lijeva. Ležaji koljenastog vratila su izvedeni kao viseći s poklopcima koji imaju uzdužno i poprečno pričvršćenje vijcima, formirajući tako prstenasto ukrućenje oko glavnih ležaja. Cilindarske košuljice su izvedene kao mokre, s pojačanom stijenkom i hlađenjem bušotinama u gornjem dijelu, dok su u donjem dijelu nehlađene. Cilindarske glave su pojedinačne za svaki cilindar. Svaki cilindar ima po dva usisna i dva ispušna ventila. Ispušni ventili su izvedeni u posebnim košarama, kako bi se olakšalo njihovo održavanje. Svaki red cilindara ima svoje bregasto vratilo, koje svojim brijegovima, preko valjčića podizača, podizačkih motki i klackalica upravlja sa otvaranjem ventila. Na bregastom vratilu su i brijegovi za pogon pojedinačnih pumpi za ubrizgavanje goriva u svaki cilindar. Brijegovi su udvojeni, i to jedni za rad motora u jednom smjeru, a drugi za rad motora u suprotnom smjeru, kako bi se istim motorom mogla postići vožnja broda naprijed i natrag. Tanke stijenke površina prostora izgaranja na cilindarskoj glavi s potpornom konstrukcijom rezultiraju malim termičkim naprezanjima u cilindarskoj glavi. Klipovi su izvedeni kao sastavljeni iz kovanog nosećeg dijela s plaštem, izrađenog iz lake legure, i kovanog čela klipa s nosačima klipnih prstenova, izrađenog iz vatrootpornog čelika. Dovod rashladnog ulja vrši se kroz ojnicu u rashladne prostore između čela klipa i nosećeg dijela klipa.


Koljenasto vratilo je potpuno obrađeno, a protuutezi su pričvršćeni vijcima. Na koljena se pričvršćuju jedna pored druge ojnice nasuprotnih cilindara izvedene s tzv. brodskom glavom. Osi cilindara su smaknute obzirom na os koljenastog vratila.

Slika 4.75 Srednjekretni 4T dizelski motor (MAN, snaga po cilindru 550 kW pri 600 min-1) Sporokretni dvotaktni dizelski motor Na slici 4.76 prikazan je veliki sporokretni dvotaktni dizelski motor namijenjen propulziji broda. Ispiranje motora je uzdužno, a motor je izveden s dugim stapajem, tj. s velikim omjerom s/D = 2.42. Na taj način je omogućena manja brzina vrtnje, što je povoljno radi većeg stupnja djelovanja brodskog vijka pri manjoj brzini vrtnje. Srednja brzina klipa ostaje očuvana. Ubrizgavanje goriva je direktno, a koristi se isključivo teško gorivo. Mala brzina vrtnje omogućuje da se direktno na spojku motora poveže osovina brodskog vijka, bez potrebe da se ugradi reduktor brzine vrtnje. Kućište je višedijelno i sastoji se iz visoke temeljne ploče, koja nosi cijeli motor, i postolja sastavljenog iz stalaka. Temeljna ploča i postolje izvedeno je u zavarenoj kutijastoj izvedbi. Pregrade temeljne ploče s osloncima glavnih ležaja su izrađene ljevanjem iz čeličnog lijeva, a na njih su navareni čelični limovi. Ispirna kućišta su ljevana iz nodularnog sivog lijeva i formiraju prostore za dovod usisnog zraka u donjem dijelu i prostore rashladne vode u gornjem dijelu. U njima su smještene mokre košuljice cilindara izrađene iz laminarnog sivog lijeva. Na stalcima postolja su izvedene klizne staze za križne glave. Sidreni vijci pritežu zajedno temeljnu ploču, postolje i ispirna kućišta. Na ispirno kućište je posebnim vijcima pritegnuta cilindarska glava, koja ujedno priteže i cilindarsku košuljicu. Na bočnim poklopcima postolja prema propisima je potrebno ugraditi pretlačne ventile velikog protočnog presjeka, koji štite kućište motora od oštećenja pri eventualnim eksplozijama prouzročenim upaljivanjem smjese zraka i uljnih para na eventualno pregrijanim dijelovima motornog mehanizma.


Slika 4.76 Sporokretni 2T dizelski motor za pogon brodova (snaga po cilindru 2900 kW pri 97 min-1) Cilindarske glave su izvedene pojedinačno za svaki cilindar i izrađene su iz kovanog čelika, a hlađene su sustavom bušotina, vrlo blizu površine prostora izgaranja. U središtu cilindarske glave smještena je košara s ispušnim ventilom. Upravljanje ispušnim ventilom vrši se preko brijega bregastog vratila hidrauličkim prijenosom na klip za otvaranje ventila. Umjesto čelične opruge koristi se pneumatska opruga za vraćanje ventila u zatvoreni položaj. Oko ispušnog ventila su smješteni rasprskači za ubrizgavanje goriva. Bregasto vratilo je smješteno u posebnom kućištu pri vrhu ispirnog kućišta. Bregasto vratilo ima po jedan brijeg za otvaranje ispušnog ventila i za pogon pumpe za ubrizgavanje goriva. Pogon bregastog vratila u omjeru 1:1 vrši se preko lančanog ili zupčanog prijenosa, direktno s koljenastog vratila. Brijegovi su izvedeni simetrično, tako da mogu poslužiti za jedan ili drugi smjer vrtnje motora, što je potrebno pri prekretu motora radi vožnje broda naprijed ili natrag. Koljenasto vratilo je izvedeno kao sastavljeno. Ono je oslonjeno u stojećim ležajima u temeljnoj ploči. Ojnica, koja je podijeljena na više mjesta, spojena je jednim krajem na koljeno, a drugim krajem na križnu glavu s četiri klizne stope. Križna glava je spojena sa stapajicom, na koju je


pričvršćen kratki stap. Hlađenje stapa izvodi se uljem, a povezivanje cjevovoda s kućišta motora na križnu glavu izvodi se sustavom cijevi sa zglobnim vezama. Brtvena pregrada kroz koju prolazi stapajica spriječava onečišćenje ulja eventualnim ostacima izgaranja iz prostora cilindra motora. Prednabijanje konstantnim tlakom izvedeno je pomoću jednog ili više turbopuhala s hlađenjem zraka. Tlak zraka za prednabijanje je 3.7 bara (proizvođači to često navode kao pretlak od 2.7 bara). Zrak se dovodi u ispirno kućište, gdje se po potrebi može još dodatno komprimirati donjom stranom klipa, pa u tom slučaju između ispirnog kućišta i sabirnika zraka treba imati pregradu s pretlačnim ventilima. Dodatna kompresija zraka klipom se sve manje koristi. Zrak ulazi u cilindar kroz raspore u obodu košuljice, kada ih otkrije klip. Raspori su malo ukošeni, kako bi se prilikom usisa stvorio vrtlog zraka radi boljeg ispiranja cilindra. Ispušni plinovi izlaze iz ispušnih kanala u veliki kolektor ispušnih plinova potreban radi konstantnog tlaka prednabijanja. Iz njega se plinovi odvode na turbinu turbopuhala. Prilikom starta motora i kod vrlo malih opterećenja, gdje brzina vrtnje turbopuhala nije dovoljna za prednabijanje motora, koriste se dodatna puhala pogonjena elektromotorom (pogonska snaga za ta puhala je ~ 0.5% nazivne snage motora). 4.9 STIRLING MOTOR Radni proces Stirling motor (naziva se još i motor s toplim zrakom), radi kao klipni motor s vanjskim izgaranjem, odnosno s vanjskim dovodom topline (slika 4.77) i sa zatvorenim kružnim procesom. Izbor radnog medija je slobodan, a izgaranje je povoljno jer se odvija kontinuirano. Kao izvor topline mogu poslužiti bilo kakva goriva ili drugi izvori topline, kao što su koncentrirano zračenje Sunca, toplina termalnih izvora, toplina iz termičkih akumulatora na bazi latentne topline, toplina oslobođena nuklearnom reakcijom itd. Proces se odvija u četiri faze, a izvodi se pomoću dva klipa, od kojih je jedan radni klip, a drugi služi samo kao potiskivač. Proces se odvija između dvije izoterme i dvije izohore. Primjenom regeneratora topline, stupanj djelovanja procesa izjednačava se sa stupnjem djelovanja Carnotovog procesa (najviši mogući termički stupanj djelovanja):

Slika 4.77 Idealni proces Stirlingova motora u a) p-V i b) T-s dijagramu

3

11TT

T −=η ( 4.151 )

Zatvoreni kružni proces (slika 4.78) iziskuje topli i hladni prostor, u kojemu se pri početku procesa nalazi sav radni medij (slika 4.78.1), točka 1 na slici 4.77. Radni medij se pomoću radnog klipa izotermno komprimira sa stanja 1 na stanje 2 uz odvođenje topline. Radni medij pritom prolazi kroz regenerator i preuzima toplinu koja je pohranjena iz prijašnjeg procesa, tako da pri izohori dolazi do povećanja temperature i tlaka. Dostiže se točka 3 kružnog procesa. Toplina koju je radni medij primio u regeneratoru je QR. Radni medij se dalje grije u toplom prostoru, pri čemu mu se uz


konstantnu temperaturu povećava volumen do stanja 4. Radni medij se sada pri konstantnom volumenu istovremenim hodom oba klipa potiskuje iz toplog prostora kroz regenerator u hladni prostor. Radni medij istovremeno predaje toplinu QR regeneratoru i hladi se, tako da mu tlak pada i dostiže se radna točka 1.

Slika 4.78 Shematski prikaz odvijanja procesa Stirlingova motora

Slika 4.79 Izvedba Stirlingova motora s romboidnim pogonskim mehanizmom (Philips) Izvedbe Na slici 4.79 prkazan je Stirling motor s rombovskim mehanizmom (izvedba Philips, Nizozemska). Koljenasto vratilo je udvojeno, a svako od njih se vrti u suprotnom smjeru. Oba koljenasta vratila su međusobno na pogonskom kraju spojena zupčanicima. Izvedba ovakvog mehanizma omogućuje potpuno uravnoteženje inercijskih sila, tako da je rad mehanizma vrlo miran. Klip 2 i potiskivač 6 spojeni su svaki na svoju stapajicu, koje su izvedene koncentrično. Svaka stapajica na donjoj strani ima jaram na koji se vezuju po dvije ojnice, svaka s jednog koljenastog vratila. Gibanje klipa i potiskivača teku kontinuirano, približno po sinusoidi, samo su te sinusoide fazno pomaknute za klip i potiskivač. Zatvoreni kružni proces ovakvog motora je zaobljen i odstupa

Qdov

Qodv

Klip I

Regenerator

Klip II

1 – brtve stapjica 2 – radni klip (klip II) 3 – hladnjak 4 – regenerator 5 – zagrijač 6 – potiskivač (klip I) 7 – puferski prostor


od idealnog procesa Stirling motora. Bočno izvan cilindra smješten je hladnjak 3, regenerator 4 i zagrijač 5. Da bi dobili čim manje dimenzije stroja i da se poveća masa radnog medija, tlakovi u cilindru su visoki i ne mijenjaju se znatno. Kako je srednji tlak procesa mnogo veći od atmosferskog, za rasterećenje sila u mehanizmu koristi se pufer prostor 7 u kojemu vlada otprilike srednji tlak procesa. Poseban problem predstavlja brtvljenje (radi spriječavanja gubitka radnog medija), koje se izvodi specijalnim brtvama, pogotovo na stapajicama. Radni klip je uvijek smješten u hladnom prostoru. Potiskivač predstavlja pregradu između toplog i hladnog prostora, pa je potrebno da ima čim bolju termičku izolaciju između toplog i hladnog prostora.

Slika 4.80 Stirlingov motor s 4 cilindra u V izvedbi Kod višecilindričnih motora (slika 4.80) sa 4 do 8 cilindara mogu se izvesti dvoradni klipovi (odn. stapovi), gdje je klip istovremeno i radni klip i potiskivač za susjedni cilindar. Kod motora s 4 cilindra, fazni pomak među koljenima je:

o

z90360180 =−=Φ ( 4.152 )

Stupanj djelovanja Kako su danas moguće temperature zagrijača ograničene na maksimalno 970 K (~ 700 °C), moguće je dostići stupanj djelovanja od ηe ≈ 0.36. Relativno velik udio u gubicima imaju gubici strujanja između prostora, tako da je maksimalna brzina vrtnje ograničena i potrebno je odabrati radni medij čim manje gustoće, kao što su helij i vodik (dobra termička svojstva i opasnost od eksplozije). U usporedbi s dizelskim motorom sa slobodnim usisom Stirling motor jednakog stapajnog volumena daje ~ 2.5 ... 3.3 puta veću snagu, ali su srednji tlakovi procesa vrlo visoki i iznose 110 ... 160 bar. Problemi razvoja Problemi razvoja su povezani sa zagrijačem i njegovim brtvljenjem radnog medija, kao i prilagođavanje motora naglim promjenama opterećenja. Kod promjena temperatura dolazi do utjecaja inertno ponašanje masa zagrijača i svih dijelova motora koji učestvuju u prijenosu topline. Regulacija

1 – radni klip (klip II) 2 – potiskivač (klip I) 3 – hladnjak 4 – regenerator 5 – zagrijač 6 – gorionik 7 – križna glava s vodilicom


tlaka u pufer prostoru vrši se ispuštanjem ili dopumpavanjem radnog medija ili ulkjučivanjem i isključivanjem sporednih prostora s konstantnim srednjim tlakom, pri čemu se mijenja kompresijski omjer radnog prostora. Prednosti Stirling motora su u neosjetljivosti na upotrebljeno gorivo, niska emisija štetnih sastojaka, što je potpomognuto kontinuiranim vanjskim izgaranjem, miran rad, dobar stupanj djelovanja, povoljan tok pogonskog momenta, mogućnost korištenja drugih izvora topline itd. Nedostaci su u visokim troškovima izrade i otežanim problemima regulacije motora. Kod primjene Stirling motora za pogon vozila, hladnjak motora treba povećati barem dvaput u usporedbi s adekvatnim motorom s unutarnjim izgaranjem, jer pored gubitaka topline na stijenke treba odvesti i odvedenu toplinu procesa (koja kod motora s unutarnjim izgaranjem odlazi s ispušnim plinovima). Razvoju primjene motora moglo bi pomoći korištenje toplina izgaranjem otpadnih goriva.

tsu irwtezujhk

Documents