Optimalizace zdvihové funkce ventilu

Transkript

1 ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE FAKULTA STROJNÍ Disertační práce Optimalizace zdvihové funkce ventilu Ing. Radek Tichánek Studijní obor Dopravní stroje a zařízení Školitel Doc. Ing. Ladislav Jukl, CSc. Praha 27

2 i Poděkování Autor vyjadřuje poděkování svému školiteli Doc. Ing. Ladislavu Juklovi, CSc., Ing. Václavu Zoulovi, CSc. a Prof. Ing. Janu Mackovi, DrSc. za odborné vedení při řešení práce, a dále kolegům z Ústavu vozidel a letadlové techniky a Odboru mechaniky a mechatroniky za materiální zabezpečení experimentů, cenné připomínky a podněty při jejich realizaci.

3 ii Anotace Klíčová slova: spalovací motor, rozvodový mechanismus, zdvihová křivka ventilu, vačky, návrh vaček, optimalizace parametrů, měření zdvihu ventilu, měření rychlosti ventilu, měření zrychlení ventilu, dynamika rozvodového mechanismu Anotace: Práce se zabývá optimalizací zdvihové funkce ventilu. Při řešení byl kladen důraz na mnohostranný pohled na danou problematiku. Pomocí termodynamického modelu oběhu spalovacího motoru a dynamického modelu rozvodového mechanismu, které byly nastaveny podle provedených experimentů, byl proveden rozbor vlivu parametrů zdvihové křivky ventilu na výkon motoru a na dynamické chování rozvodového mechanismu. K nastavení modelu oběhu motoru bylo provedeno měření indikovaného tlaku ve válci a průtokových čísel sacího a výfukového kanálu. Parametry zdvihové křivky byly optimalizovány použitím genetického algoritmu ve spojení s výpočtem termodynamického oběhu. Kritériem optimalizace byl výkon motoru a jeho zvyšování prostřednictvím zlepšení výměny náplně válce. Bylo sestaveno měřící stanoviště pro statické měření průběhů zdvihu ventilu a dynamické měření průběhů zdvihu, rychlosti zrychlení ventilu a okamžité úhlové rychlosti vačkového hřídele v různých režimech. Experimentálně získaná data byla podrobena analýze a poskytla cenné informace o kmitavém chování rozvodového mechanismu. Byl sestaven dynamický model rozvodového mechanismu a po nastavení ve shodě s experimenty byl dále používán pro ověření správné funkce vaček. Pohyb ventilu vypočtený pomocí dynamického modelu byl kritériem pro použitelnost obrysů vaček navržených na základě zdvihových křivek, optimalizovaných ve výpočtech oběhu motoru.

4 iii Annotation Keywords: internal combustion engine, valve train, valve displacement curve, cam profiles, cam design, optimization parameters, measurement of valve displacement, measurement of valve velocity, measurement of valve acceleration, valve train dynamics Annotation: Optimization of Valve Stroke Curve The presented work deals with the optimization of valve stroke curve. The work was solved with emphasis on comprehensive look at given issue. With usage of a hermodynamic model of combustion engine the effect on engine power of valve displacement curve parameters was analyzed. Effect of these parameters on valve train dynamic behavior was also analyzed with usage of a valve train dynamic model. The thermodynamic model of engine was set up by using of indicated power measurement and flow coefficients measurement. Parameters of valve stroke curve were optimized by using of multi objective genetic algorithm in connection with the thermodynamic model of a combustion engine. The goal of optimization was engine power maximization caused by volumetric efficiency improvement. A test stand was developed for static and dynamic measurement of valve displacement, valve velocity, valve acceleration and measurement of non-uniform camshaft speed. Experimental data were analyzed and were found as a valuable source of information about dynamic behavior of the valve train. The valve train dynamic model was built which provided computation results in satisfactory accordance with experimental results. The valve train dynamic model was used for verification of proper function of designed cam profiles in valve train. Valve displacement computed by using of valve train dynamic model was criterion for usability of cam profiles designed on basis of valve lift curves previously optimized in thermodynamic model of combustion engine.

5 iv Obsah Seznam použité symboliky... v 1. Úvod Současný stav řešeného problému Cíle disertační práce Výměna náplně válce Zdvihová křivka ventilu Návrh průběhu výchozí zdvihové křivky Výpočet obrysu vačky GT-Power model Nastavení modelu oběhu podle dat z experimentů Indikace tlaku ve válci Měření průtokových vlastností kanálů Model modefrontier Genetické algoritmy Popis modelu Výsledky optimalizace zdvihové křivky v termodynamickém modelu oběhu spalovacího motoru Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek Optimalizace parametrů bez uvažování nárůstu zdvihu Optimalizace časování Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru Měření kinematických veličin rozvodového mechanismu Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení Pohony rozvodového mechanismu na měřícím stanovišti Použité snímače Měření okamžitých otáček vačkového hřídele Měření okamžitých otáček optickými závorami Měření okamžitých otáček vačkového hřídele rotačním inkrementálním snímačem Souvislost torzního kmitání vačkového hřídele s posuvným pohybem ventilu Metody vyhodnocování měřených veličin Statické měření zdvihu ventilu Kalibrace snímače magnetického pole Dynamické měření zdvihu ventilu Měření rychlosti ventilu Měření zrychlení ventilu Dynamický model rozvodového mechanismu Model ventilové pružiny Nosníkový prvek Model vahadla a vačkového hřídele Sestava rozvodového mechanismu Výsledky výpočtů dynamického modelu Simulace statického měření zdvihu ventilu Porovnání výsledků výpočtů dynamického modelu s měřením Ověření funkce navržených obrysů vaček Závěr... 78

6 v 9 Příloha Příloha 1 Výsledky optimalizace Příloha 2 Naměřené průběhy okamžitých otáček Příloha 3 - Frekvenční analýza průběhu okamžitých otáček vačkového hřídele Příloha 4 Porovnání naměřeného a vypočteného průběhu rychlosti a zrychlení ventilu. Frekvenční analýza průběhů zrychlení ventilu Literatura Seznam použité symboliky Zkratky B-BFGS CAD DFT DOE DÚ EGR FFT FRF HÚ LVDT LVT ÚOSV ÚOVV VO OHC OHV RAS SO ZSV ZVV gradientní algoritmus Broyden-Fanno-Fletcher-Goldfarb- Shanno počítačem podporované navrhování diskrétní Fourierova transformace množina kombinací vstupních parametrů dolní úvrať pístu ve válci recirkulace výfukových plynů algoritmus výpočtu diskrétní Fourierovy transformace frekvenční charakteristika horní úvrať pístu ve válci snímač zdvihu snímač rychlosti úhel otevření sacího ventilu úhel otevření výfukového ventilu výfukový ventil otevírá rozvodový mechanismus s vačkovou hřídelí v hlavě válců rozvodový mechanismus s vačkovou hřídelí v bloku motoru systém pro analýzu otáčení sací ventil otevírá zdvih sacího ventilu zdvih výfukového ventilu České symboly A e [m 2 ] plocha průřezu elementu a z [m.s -2 ] zrychlení na vačce (zdvihátka, kladky) c [m.s -1 ] rychlost šíření světla c k koeficient Fourierovy řady

7 vi d v [m] vztažný průměr ventilu E [Pa] modul pružnosti v tahu e [-] jednotkový vektor f [Hz] frekvence (F/A) [-] směšovací hmotnostní poměr palivo/vzduch G [Pa] modul pružnosti ve smyku h [m] výška průřezu h v [m] zdvih ventilu h z [m] zdvih na vačce (zdvihátka, kladky) I, I, I [m 4 ] plošné momenty setrvačnosti elementu e x e y e z e I t [m 4 ] plošný moment setrvačnosti elementu pro krut j [-] imaginární jednotka k [-] řád harmonické složky K e [N.m -1 ] matice tuhosti elementu l e [m] délka elementu M [kg.kmol -1 ] molární hmotnost směsi M a [kg.kmol -1 ] molární hmotnost vzduchu M e [kg] matice hmotnosti elementu m a [kg] hmotnost vzduchu m at [kg] hmotnost vzduchu ve válci po zavření sacího ventilu m& a [kg.s -1 ] hmotnostní tok vzduchu m e [kg] hmotnost elementu m [-] počet úseků N k [s -1 ] frekvence otáčení klikového hřídele N [-] počet bodů transformace n R [-] počet otáček cyklu (n R = 2 pro čtyřdobý, n R = 1 pro dvoudobý motor) n p [-] řád polynomu n u [-] násobitel úhlu otevření ventilu n z [-] násobitel zdvihu ventilu P [W] výkon motoru p a, [Pa] atmosférický tlak p i [Pa] tlak v sání Q HV [J.kg -1 ] výhřevnost paliva r c [-] kompresní poměr T a, [ C] atmosférická teplota T i [ C] teplota v sání T [s] perioda vzorkovaného záznamu

8 vii t [s] čas u [m] posuv uzlu V d [m 3 ] zdvihový objem válce v [m.s -1 ] rychlost pohyblivého objektu v z [m.s -1 ] rychlost na vačce (zdvihátka, kladky) w [m] šířka průřezu x o [m] dráha pohyblivého objektu x(t) X(f) x p (t) libovolná funkce času libovolná funkce frekvence periodická funkce času Řecké symboly α [ ] úhel otáčení vačkového hřídele γ [-] poměr izobarické ku izochorické měrné tepelné kapacitě ϑ [ ] úhel natočení uzlu η f [-] celková účinnost motoru η v [-] objemová účinnost ϕ [ ] úhel výchylky vačkového hřídele λ [m] vlnová délka µ [-] Poissonovo číslo µσ [1] průtokové číslo kanálu ρ a, [kg.m -3 ] hustota vzduchu ρ e [kg.m -3 ] hustota materiálu prvku π [-] Ludolfovo číslo ω [rad.s -1 ] úhlová rychlost vačkového hřídele ω [s -1 ] kruhová (úhlová) frekvence

9 Současný stav řešeného problému 1 1. Úvod Tato práce je zaměřena na optimalizaci parametrů zdvihové křivky ventilu. Optimalizace parametrů zdvihové křivky je prováděna pro dosažení nejvyššího výkonu v daných otáčkách motoru. Mezi optimalizované parametry patří časování, úhly otevření ventilu, zdvihy ventilů a průběhy zdvihových křivek. Na těchto parametrech závisí hodnota účinnosti výměny náplně válce a tím výkon motoru. Cesta optimalizace vede přes výpočet oběhu motoru řízený optimalizačním genetickým algoritmem. Výpočet oběhu motoru je prováděn v 1D simulačním programu. Spouštění simulačního programu a úprava jeho vstupního souboru (parametrů zdvihové křivky) je prováděna na základě vyhodnocení výsledků výpočtu oběhu optimalizačním algoritmem. Výsledkem optimalizace je časování a zdvihová křivka sacího a výfukového ventilu. Při výpočtech byl sledován také vliv jednotlivých parametrů zdvihové křivky na výkon motoru. Dalším výsledkem optimalizačních výpočtů oběhu motoru je oblast mapující nárůst výkonu motoru po optimalizaci jednotlivých parametrů zdvihové křivky, ze které se s ohledem na výpočet dynamiky rozvodu mohou volit jednotlivé parametry zdvihové křivky, avšak při slevě z požadavku na výkon motoru. Ze zdvihové křivky je následně pomocí kinematického modelu rozvodového mechanismu vypočten obrys vačky. Funkce obrysu vačky je ověřována v dynamickém modelu rozvodového mechanismu, kde je posouzen její vliv na dynamické chování mechanismu. Dynamický model rozvodového mechanismu byl sestaven s použitím poddajných prvků a model byl nastaven ve shodě s naměřenými daty, získanými při statickém i dynamickém měření průběhů zdvihu, rychlosti a zrychlení ventilu. Staticky změřená zdvihová křivka byla použita pro úpravu některých rozměrů mechanismu tak, aby se tato křivka shodovala s vypočtenou kinematickým nebo dynamickým modelem, při použití měkké pružiny, tedy bez vlivu poddajnosti mechanismu. Z dynamického měření pohybu ventilu byl vyhodnocen zdvih, rychlost a zrychlení ventilu. Průběhy těchto veličin byly porovnávány s vypočtenými a hledalo se takové nastavení převážně silových prvků modelu mechanismu, aby se průběhy shodovaly. Kritériem hodnotícím funkci vačky je pohyb ventilu, odskoky a dosedání ventilu do sedla. Při nesplnění se zvolily jiné parametry zdvihové křivky ventilu z oblasti zvýšeného výkonu motoru a dynamický výpočet se opakoval. 1.1 Současný stav řešeného problému V průběhu řešení disertační práce byly navrhovány průběhy zdvihových křivek ventilů úsekovými metodami, podrobně o nich pojednávají autoři v publikacích [1], [4], [5], [6] a [7]. V technické zprávě [1] je popsána úseková metoda skládající zdvihovou křivku ventilu z 8 charakteristických úseků, které vyhovují předepsaným dílčím podmínkám a podmínkám o spojitosti zdvihové křivky a jejích derivací v místě spojů. Autoři zde vychází z publikací [2] a [3]. Zdvihová křivka je rozdělena na dvě poloviny, poloviny se navrhují samostatně a mají společný bod v místě maximálního zdvihu. Jednotlivé úseky

10 Současný stav řešeného problému 2 zrychlení jsou popsány funkcemi, pro každý úsek je parametricky definována jedna funkce, jejíž tvar lze ovlivňovat volbou parametrů. Funkce úseků zrychlení jsou mocninné (náběh/výběh), čtvrtperiody sinusovek (nárůst/pokles zrychlení), konstantní nebo tlumená sinusovka (úsek maximální hodnoty kladného zrychlení) a parabola (záporné zrychlení) v posledním úseku poloviny průběhu zrychlení. Volbou úhlů jednotlivých úseků se nastavují hodnoty průběhu zrychlení ventilu. Publikace [7] popisuje program GT-VTRAIN, jeden ze skupiny programů firmy Gamma Technologies, umožňující sestavovat modely, řešit kinematiku a dynamiku rozvodových mechanismů. Jeho součástí je nástroj Cam Design pro návrh zdvihových křivek ventilů úsekovou metodou. Pro jednotlivé úseky jsou definovány polynomické funkce různého řádu. Je možné navrhovat zdvihovou křivku ventilu celou nebo polovinu. Uživatel určuje úhly jednotlivých úseků, čímž se mění průběh zdvihové křivky, maximální zdvih, hodnoty rychlosti a zrychlení na hranicích některých úseků. Tímto se přímo nastavují hodnoty maximálního i minimálního zrychlení ventilu, hodnota konstantní rychlosti při náběhu a seběhu zdvihové křivky. V metodě popsané v [1], [2] a [3] lze tyto hodnoty ovlivnit pouze nepřímo. Pro návrh zdvihových křivek v průběhu práce byla použita jednodušší šesti úseková metoda, jejíž rozšířenou verzi popisují publikace [1], [2] a [3] a dále program Cam Design, viz [7]. Šesti úseková metoda je bez úseku konstantní rychlosti (nulového zrychlení) v náběhové části, jejího napojení na čtvrtperiodu sinusovky činného zdvihu a s úsečkou v úseku maximálního kladného zrychlení místo sinusovky. Tato jednoduchá metoda, jejíž rovnice jsou dostupné, byla naprogramována v tabulkovém procesoru, její výhodou je rychlý výpočet, zadává se pouze maximální zdvih a úhly jednotlivých úseků, jimiž se tvaruje průběh zrychlení. Program GT-VTRAIN, viz [7], jehož součástí je program Cam Design, byl dále použit pro sestavení kinematického modelu mechanismu a výpočtu obrysů vaček z navržených zdvihových křivek. Publikace [4], uvádí všeobecný přehled vývoje tvarů vaček (vačky s přímkovými, kruhovými boky), jsou zde popsány metody návrhu průběhů zrychlení ventilu (přímkový průběh zrychlení ventilu, zrychlení ventilu složené z parabol). V publikaci je dále uveden postup výpočtu převodu kinematických veličin v rozvodovém mechanismu a dynamika rozvodu zaměřená na kmitání rozvodů, rozbor kmitání ventilové pružiny při rovnoměrném otáčení vačkového hřídele nebo vlivem torzního kmitání, které se přenáší z klikového hřídele při pohonu vačkové hřídele ozubenými koly. V průběhu řešení práce se ukázalo jako nutnost zabývat se hlouběji torzním kmitáním pohonu vačkového hřídele, které bylo způsobeno tuhým spojením vačkového hřídele s hřídelí dynamometru, protože frekvence torzního kmitání pohonu vačkové hřídele byly blízké vlastním frekvencím ventilové pružiny. Ucelenou publikací z oblasti vačkových mechanismů je [5]. Autor zde uvádí přehled o různých typech vačkových mechanismů používaných v různých odvětvích průmyslu od automobilového po výrobní stroje. Autor popisuje metody návrhu zdvihových křivek od jednoduché harmonické zdvihové křivky, po úsekové metody s polynomickými funkcemi v jednotlivých úsecích, výpočty obrysů vaček v mechanismech s různými

11 Současný stav řešeného problému 3 zdvihátky, metody výpočtu kinematiky, statiky a dynamiky (na základě řešení kmitání vícehmotových soustav), Hertzovy teorie kontaktů a opotřebení vačkových mechanismů. Rozsáhlou částí publikace je popis vybavení pro měření zdvihu, rychlosti, zrychlení ventilu a metodika pro analýzu měřených dat. Kniha je doplněna o výsledky měření a jejich analýzu na konkrétním rozvodovém mechanismu spalovacího motoru. Program GT-POWER pro simulaci oběhu spalovacích motorů popisuje publikace [8]. Tento program bývá využíván pro návrh a ladění potrubí, optimalizaci průběhu zdvihu ventilu a časování, teplotní analýzu součástí motoru (válce, pístu, ventilů, potrubí), sladění turbodmychadla (mechanického kompresoru) s motorem, analýzu spalování při použití různých modelů (i uživatelských), návrh tlumiče výfuku, návrh EGR a další. Umožňuje tedy počítat výkon, točivý moment, plnicí účinnost motoru, teploty, tlaky a jejich průběhy ve válci a potrubích, průtoky a rychlosti v potrubích (ventilech). Umožňuje předpovídat klepání a produkci NOx u zážehových motorů, NOx a sazí u vznětových motorů, vedení tepla v motoru, výpočet hluku a další. Program GT-POWER je osvědčený nástroj používaný v automobilovém průmyslu i vývojovými pracovišti, viz [16]. V tomto článku je popsáno použití programu pro simulaci proměnlivého ovládání ventilů a simulaci motorové brzdy. V tomto případě se jedná o hydraulicky ovládaný rozvodový mechanismus. Výpočty byly prováděny pro přeplňované vznětové motory. Byly provedeny výpočty pro soubor zvolených kombinací parametrů rozvodového mechanismu, včetně Atkinsonova cyklu s opožděným zavřením sacího ventilu. Zvolený soubor parametrů neprošel optimalizací. Výsledky výpočtu ukazují přibližně 13% úsporu paliva při 25% zatížení a otáčkách 21 min -1. V režimu nízkého zatížení a nízkých otáčkách bylo vypočteno zvýšené procento zbytkových výfukových plynů ve válci. V nejnižším režimu zatížení (25 %) při otáčkách 12 min -1 to bylo 14,6 %. Publikace [9] popisuje program modefrontier, který zprostředkovává řešení optimalizačních úloh. Na základě definice vstupních a výstupních parametrů optimalizace, omezujících podmínek a cílů optimalizace se přistupuje k volbě optimalizačního algoritmu, jejichž knihovna je součástí programu. Cílem optimalizace může být dosažení určité hodnoty výstupní proměnné, cílů může být i několik, což představuje nalezení určité kombinace vstupních parametrů. Oblast vstupních parametrů je nejprve disktretizována na množinu kombinací vstupních parametrů (Design of Experiments DOE) různými algoritmy. Mezi tyto algoritmy patří uživatelský nebo náhodný výběr kombinací, faktoriál, tedy všechny kombinace vstupních parametrů, Sobolův algoritmus, který poskytuje rovnoměrnější rozložení kombinací než náhodný výběr, algoritmus Latin Hypercube-Monte Carlo, který generuje rozložení kombinací podle statistických rozdělení (normální, studentovo, exponenciální) a další. S touto množinou kombinací vstupních parametrů následně pracuje vybraný optimalizační algoritmus. Knihovna algoritmů obsahuje řadu algoritmů jako gradientní B-BFGS, Simplex, genetické algoritmy, jejich modifikace a další. Pro výpočet modelu termodynamiky oběhu spalovacího motoru byl v této práci použit program GT-POWER, viz [8]. Byl v něm sestaven simulační model jednoválcového rychloběžného závodního motoru. Tento model byl nastaven podle výsledků

12 Současný stav řešeného problému 4 provedených experimentů [2] a [21]. Předností modelu jednoválcového motoru je jeho rychlý výpočet, což umožnilo provádět mnohaparametrické optimalizace v akceptovatelném čase. K optimalizaci byl použit genetický algoritmus z knihovny optimalizačních algoritmů programu modefrontier, viz [9], který je vhodný pro daný typ úlohy. V literatuře je možné vyčíst způsoby měření průběhů zdvihu ventilu, viz [5], [11] a [12]. Jedním z nich je snímač pracující na principu vířivých proudů, viz [1]. Cílem projektu byla analýza dynamického chování rozvodového mechanismu SOHC šestnáctiventilového čtyřválce od rovnoběžných do maximálních otáček. Snímač obsahuje na své horní straně indukční element. Tento element je buzen vysokofrekvenčním proudem z připojeného oscilátoru. Výsledné magnetické pole na vrcholku snímače indukuje vířivé proudy v kovové součásti, jejíž vzdálenost měříme, tyto vířivé proudy střídavě mění impedanci snímače, která mění napětí. Velikost napětí snímače je úměrná vzdálenosti mezi snímačem a měřenou součástí. Vztah mezi napětím a vzdáleností je lineární v daném rozsahu. Citlivost snímače zdvihu je velmi závislá na uspořádání měření. Snímač musí být kalibrován při každé změně uspořádání měření. Kalibrační křivka byla měřena mechanickým mikrometrem a byla statisticky vyhodnocena. V článku je uveden rozbor z něhož vyplývá, že zrychlení získané derivací dat z měření zdvihu nevystihuje vyšší frekvence kmitání ve srovnání s akcelerometrem, dále jsou rozdíly v průběhu zrychlení, velikosti vrcholků zrychlení získaného derivací z měřeného zdvihu jsou menší něž naměřené zrychlení akcelerometrem pro všechny měřené otáčky. Data z měření zdvihu ventilu nezahrnují vysokofrekvenční špičky zrychlení při zavírání ventilu. Harmonická analýza dat z akcelerometru a dat získaných měřením zdvihu a následně dvakrát derivovaných ukazuje dobrou shodu do 15 řádu. Dalším používaným zařízením pro měření zdvihu ventilu je laserový vibrometr, viz [11]. Cílem tohoto článku bylo měření vysokorychlostní dynamiky rozvodových mechanismů použitím nejmodernějšího zařízení. Obsahuje použití diferenciálního laserového vibrometru k měření průběhů zdvihu a rychlosti ventilu a RAS analýzu otáčení (Rotational Analysis System), který jednoduše a rychle redukuje množství naměřených dat a zjednodušuje srovnávání výsledků dynamiky rozvodu s teoretickými modely. Zabývá se měřením a rozborem dosedací rychlosti ventilu, vypočteného zrychlení derivací z měřené rychlosti ventilu, měřeného točivého momentu, torzního kmitání, vlivu vzorkovací frekvence a filtrování dat. K měření byl v tomto případě použit Polytec PI s vysokorychlostní laserový vibrometr. Toto zařízení je schopné měřit zdvih a rychlost ventilu (do 3 m/s), je tedy vhodný pro aplikaci i na závodních motorech. Jeho frekvenční rozsah je 25 khz pro zdvih a 5 khz pro rychlost. Druhé zařízení je pro měření úhlové polohy vačkového hřídele v závislosti na čase. Obsahuje měřící kartu umožňující vzorkovat signál s frekvencí 4 khz pro měření vysokorychlostní dynamiky. Jedná se o RAS (Rotational Analysis System) od firmy Rotec. Měření bylo prováděno na dvou rozvodových mechanismech z produkce firmy Ford, k pohonu vačkových hřídelí se používalo elektromotorů. Hřídele elektromotorů byly k vačkovému hřídeli připojeny pružnými spojkami. Na vačkové hřídeli byl

13 Současný stav řešeného problému 5 připojen rotační inkrementální snímač. K měření zdvihu ventilu byl použit zmíněný vibrometr, zařízení se skládalo ze dvou laserů, jeden snímal rychlost ventilu a druhý rychlost celé hlavy. Ze zařízení pro sběr dat stojí za zmínku karta pro měření času průchodu náběžných hran rotačního inkrementálního snímače, z čehož se následně vyhodnocuje okamžitá úhlová rychlost, tato karta byla 4 bitová s frekvencí 1 GHz. Kromě uvedených veličin byla měřena okamžitá úhlová rychlost na koncích pružných spojek, rychlost setrvačníku a deformace vahadla. Na analýze dosedání ventilu do sedla bylo ukázáno, že zvýšení tlaku v hydraulickém zdvihátku zatěžuje rozvodový mechanismus a zvětšuje odskok ventilu z.1 mm na téměř dvojnásobek při dosedání ventilu do sedla. Byl prezentován rozptyl v úhlové poloze vrcholu zdvihu ventilu (až 12 ), v časování a úhlu otevření ventilu, dále rozdíly v maximálním zdvihu až.35 mm. V práci [12] je provedena analýza kmitání ventilového rozvodu SOHC za účelem vyšetření a předvedení výhod a omezení různých dynamických měření zdvihu, rychlosti a zrychlení. Zvlášť byla měřena frekvenční charakteristika (FRF Frequency Response Function) pružiny, vačkové hřídele a vahadla. Měření bylo prováděno na sacím ventilu, všechny ostatní ventily a vahadla byly vyjmuty. Byla použita kombinace LVDT (Linear Variable Differential Transformer) pro měření zdvihu, LVT (Linear Velocity Transduser) pro měření rychlosti ventilu a piezoelektrického akcelerometru. Měření zdvihu ventilu je vždy cenné při zjišťování odskoku ventilu a pro přesné měření zdvihu ventilu v různých otáčkách vačkového hřídele. Pro měření vysokootáčkových podtlumených systémů má omezený frekvenční rozsah, což snímač limituje při zjišťování kmitání. Měření zrychlení je nejefektivnější při zjišťování odezvy systému pro velkou šířku pásma typického piezoelektrického akcelerometru. Při analýze měření se projevilo zřetelné propojení dynamické odezvy pružiny na vstupní obrys vačky ve vyšších otáčkách. Ukázalo se účelné použití všech tří snímačů (zdvihu, rychlosti a zrychlení ventilu) při analýze dynamického chování mechanismu. Z uvedené literatury [1], [11] a [12] byly čerpány poznatky pro stavbu měřícího stanoviště. K pohonu vačkového hřídele byl použit dynamometr. V literatuře nebyla nalezena shoda v tom, jestli je lepší použít k připojení pohonu tuhou nebo pružnou spojku. Nejlepší by bylo pohánět rozvodový mechanismus stejně, jak je tomu v motoru. Takové řešení vyžaduje přinejmenším vybavit měřící stanoviště rozvodem oleje s jeho ohřevem na provozní teplotu a přestavbu bloku motoru, zakrytování pohonu rozvodu a zároveň zachovaný pohled dovnitř spalovacího prostoru na ventily. Rozvodový mechanismus použitý při měření měl všechna ložiska v hlavě motoru jehlová a byl mazán pouze rozstřikovaným olejem. Upevnění hlavy motoru na měřící stanoviště umožňovalo zachovat otevřený pohled na ventily. Při měření byla použita tuhá i pružná spojka a v obou případech byla z měření vyhodnocována okamžitá úhlová rychlost. Pro statické měření zdvihu ventilu bylo stanoviště upraveno, pohon vačkového hřídele obstarával krokový elektromotor. Pro měření zdvihu ventilu byl testován prototyp snímače magnetického pole s Hallovou sondou. Rychlost ventilu byla měřena laserovým vibrometrem, průběh rychlosti byl následně derivován pro získání průběhu zrychlení ventilu a integrován pro získání průběhu zdvihu ventilu. Nezávisle bylo

14 Současný stav řešeného problému 6 v některých případech měřeno zrychlení ventilu akcelerometrem připevněným na ventilu. Existuje několik přístupů k modelování dynamiky rozvodových mechanismů [13], [14] a [15]. V příspěvku [13] jsou ukázány techniky modelování mechanických systémů a výsledky simulace dynamického chování ventilového rozvodového mechanismu OHV vznětového motoru. Na základě výsledků byl sestaven model ventilové pružiny použitím nosníkových prvků respektujících ohybové a torzní vlastnosti drátů pružiny. Model vystihuje velmi dobře pružinu s konstantním i proměnným stoupáním. V rozvodovém mechanismu byl měřen průběh síly ve zdvihací tyčce, ve dříku ventilu a zdvih ventilu. Model ventilové pružiny obsahuje nosníkové prvky, které modelují zatížení drátu osovou silou, krutem, ohybem a střihem. Těmito prvky jsou pospojovány hmoty na které je drát pružiny rozdělen. Dělení drátu je uvažováno po čtyřech dílech na závit. Z výpočtu a měření průběhu axiální síly ve zdvihací tyčce vyplývá dobrá shoda ve frekvenci a velikosti amplitud průběhu. V článku byla uvedena dobrá shoda v porovnání vypočteného a měřeného pohybu závitů ventilové pružiny, z čehož vyplývá, že přístup modelování ventilové pružiny nosníkovými elementy je vhodný pro simulaci dynamického chování pružiny. V publikacích [14] a [15] jsou popsány různé přístupy k modelování rozvodových mechanismů. Autor článku [14] používá výpočetní systém DADS a v něm sestavený rozvodový mechanismus celého motoru z 3D poddajných těles. Tělesa modelována metodou konečných prvků mají pro dynamický výpočet redukovaný počet vlastních tvarů a rozsah vlastních frekvencí. Ventilová pružina je modelována 3D nosníkovými prvky, bylo použito dělení osmi prvky na závit pružiny. Vačková hřídel byla ve výpočtu poháněna konstantní úhlovou rychlostí. Odlišný způsob modelování dynamiky rozvodového mechanismu prezentuje autor článku [15]. Ten zde používá program GT- VTRAIN, viz [7]. V tomto programu je poddajnost prvků rozvodového (vahadlo, vačková hřídel) mechanismu respektovaná předepsanou tuhostí. Ventilová pružina je modelována jako 1D (pohyb podél osy ventilu) soustava pružně uložených hmotných bodů. Předností tohoto programu jsou rozsáhlé možnosti modelování všech typů rozvodových mechanismů od prvního návrhu zdvihové křivky ventilu, přes výpočet dynamického chování rozvodového mechanismu, až po výpočet opotřebení jeho částí. Při sestavování dynamického modelu rozvodového mechanismu je vhodné zahrnout do výpočtu vliv třecích sil. Některá experimentální data uvádí publikace [17]. Zde byla vypočtena třecí síla ve vedení ventilu na základě změřené síly působící na ventil, změřeného zrychlení ventilu, známého zdvihu ventilu, tuhosti a síly předpětí ventilové pružiny. Měření bylo provedeno na OHV rozvodu výfukového ventilu, při nezatíženém motoru se spalováním. Třecí síla ve vedení ventilu vyšla, vzhledem k silám působícím v mechanismu malá, a to přibližně 2% působících sil. Dále byla měřena síla mezi vahadlem a zdvihací tyčky. Z rovnováhy sil na vahadle byl vypočten moment tření. Tento moment je největší 4 Nm při otevírání výfukového ventilu, při velkém rozdílu tlaku mezi válcem a výfukovým potrubím a narůstá s růstem otáček. Součinitel tření byl až,4 (střední hodnota kolem,15) při tomto momentu. Tenzometrem byl měřen

15 Současný stav řešeného problému 7 moment na vačkové hřídeli nutný k pohonu rozvodového mechanismu, tento moment kolísá od v rozsahu 1 Nm při otáčkách motoru 128 min -1. Záporná hodnota odpovídá otevírání ventilu, kladná odpovídá zavírání ventilu. Měření momentu na vačkové hřídeli ve spojení s síly ve zdvihací tyčce bylo využito pro určení tření mezi vačkou/zdvihátkem a zdvihátkem/vedením zdvihátka. Z takto uspořádaného měření a výpočtu silové a momentové rovnováhy na zdvihátku byla určena kombinovaná třecí síla na zdvihátku, tato dosáhla špičkové hodnoty 1 N v otáčkách 168 min -1, ve všech měřených režimech se pohybovala kolem 7 N. V bodě maximálního zdvihu ventilu (nulové rychlosti zdvihátka) je třecí síla ve vedení zdvihátka rovná nule, v tomto bodě bylo tedy možné určit třecí sílu mezi vačkou a zdvihátkem. Součinitel tření dosahuje hodnoty,11 při 68 min -1 s narůstajícími otáčkami lineárně klesá na hodnotu,75 v 168 min -1. Program Simpack, viz [18], je nástroj pro modelování, simulování, analýzu a návrh všech typů mechanismů. Je programem vyvinutým k modelování soustav těles (multibody) s mnoha stupni volnosti. Součásti mechanismů (tělesa) jsou v mechanismu pospojována vazbami, silovými prvky s rozsáhlými možnosti nastavení. Tělesa mohou být uvažována tuhá nebo poddajná, modelována metodou konečných prvků. Díky obecným stavebním prvkům, ze kterých se sestavují modely, umožňuje program modelovat různé mechanismy a uplatňuje se v mnoha odvětvích průmyslu (letecký, automobilový, výrobní a obráběcí stroje), robotice a biomechanice. Na základě poznatků o modelování rozvodových mechanismů uvedených v pramenech [13] a [14], byl zvolen přístup k sestavení dynamického modelu rozvodového mechanismu s použitím poddajných těles a podrobným modelem ventilové pružiny, sestavené z nosníkových elementů. Použitý nástroj Simpack, viz [18], poskytuje kromě výsledků řešení názornou animaci průběhu simulace. Animace vlastních tvarů kmitu pružiny byla využita i při analýze měřených dat pohybu ventilu a měřením zjištěných vlastních frekvencí.

16 Cíle disertační práce Cíle disertační práce Motivací pro řešení disertační práce je zlepšení ovladatelnosti naplnění válce a přizpůsobení parametrů rozvodového mechanismu potřebě maximálního naplnění válce. Cílem práce je metoda návrhu rozvodového mechanismu pro dosažení maximálního výkonu motoru. Metoda vychází ze zdvihových křivek ventilů s extrémními zrychleními, optimalizovanými na základě výměny náplně válce, a hledá se mezi nimi taková zdvihová křivka ventilu, která splní podmínku dynamicky fungujícího rozvodového mechanismu. Dílčích cílů je několik: vyšetření vlivu parametrů zdvihové křivky ventilu na výkon motoru a jejich optimalizace v termodynamickém modelu spalovacího motoru; parametry zdvihových křivek ventilů jsou vstupem do výpočtů dynamiky rozvodového mechanismu; vyšetření vlivu potřebného obrysu vačky na pohyb prvků rozvodového mechanismu v dynamickém modelu; kalibrace dynamického modelu. Prostředky k dosažení cílů jsou: simulační model termodynamiky oběhu spalovacího motoru sestavený s použitím výsledků experimentů ve spojení s efektivním optimalizačním algoritmem; měřící stanoviště pro měření pohybu ventilu a okamžité úhlové rychlosti vačkového hřídele, programové vybavení pro sběr a analýzu naměřených dat; dynamický model rozvodového mechanismu nastavený ve shodě s experimentem. Kritériem pro optimalizaci zdvihové funkce ventilu byl v této práci výkon rychloběžného motoru, počítaný pomocí experimentů nastaveným modelem termodynamiky oběhu spalovacího motoru. Omezující podmínkou pro optimalizaci je správná funkce rozvodového mechanismu. Správná funkce rozvodového mechanismu je posuzována podle výsledků výpočtů dynamického modelu, který poskytuje výsledky v dobré shodě s provedenými experimenty na měřícím stanovišti. Tvary součástí dynamického modelu rozvodového mechanismu nebyly optimalizovány. Při stavbě zmíněných modelů se vycházelo z rychloběžného spalovacího motoru a vzhledem k jeho charakteru nebylo při výpočtech posuzováno namáhání a jeho vliv na životnost součástí motoru a rozvodového mechanismu.

17 Výměna náplně válce 9 2 Výměna náplně válce Indikovaný výkon spalovacího motoru je podle [19] při daných otáčkách přímo úměrný hmotnostnímu toku vzduchu. Může být vyjádřen v závislosti na parametrech podle vztahu (1). Nasátí maximální hmotnosti vzduchu při plně otevřené škrtící klapce nebo plném zatížení a udržení této hmotnosti ve válci, je hlavním cílem procesu výměny náplně válce. η f ma NkQHV ( F / A) P = (1) nr Proces výměny náplně válce je pro čtyřdobé motory charakterizován souhrnným parametrem účinnosti výměny náplně válce (plnicí účinností). Tato účinnost závisí na návrhu potrubí, ventilů, kanálů a také na provozních podmínkách motoru. Účinnost výměny náplně válce, viz (2), je měřítkem efektivnosti čtyřdobého cyklu motoru a jeho sacího a výfukového systému, jakožto plnicího zařízení. Pokud je hustota vzduchu ρ a, určená při atmosférických podmínkách; η v je pak souhrnnou účinností výměny náplně válce nebo při podmínkách v sacím potrubí; η v pak vyjadřuje sací efektivitu válce nepřeplňovaného motoru, sacího kanálu a ventilu. Účinnost výměny náplně válce je ovlivněna mnoha proměnnými jako je konstrukce motoru, palivo a provozními podmínkami motoru jako jsou: Typ paliva, směšovací poměr, odpařené množství paliva v sacím potrubí, výparné teplo paliva, teplota směsi. Poměr tlaku ve výfukovém a sacím potrubí. Kompresním poměrem. Otáčkami motoru. Konstrukcí sacího a výfukového potrubí a kanálů. Geometrií ventilu, velikostí, zdvihem a časováním. Souhrnná účinnost výměny náplně válce idealizovaného cyklu, viz (3), může být vyjádřena v závislosti na tlaku směsi v sání p i, teplotě směsi T i, směšovacího poměru (F/A), kompresním poměru r c, tlaku ve výfuku p e, molární hmotnosti M a poměru měrných tepelných kapacit γ. η 2m& a v = (2) ρa,v d Nk M p T i a, 1 rc 1 p e η v = + ( γ 1) [ + ( )] ( ) (3) M a p a, T i 1 F / A rc 1 γ rc 1 p i U zážehových motorů přítomnost par paliva v sacím potrubí zmenšuje parciální tlak vzduchu pod tlak směsi. Pro konvenční kapalná paliva, jako je benzín, je efekt par paliva a proto směšovacího poměru na účinnost výměny náplně válce malý. U plynných paliv a metanolu, je tato plnicí účinnost zmenšena přítomností par paliva ve směsi. Pokud se do směsi nepřivádí teplo, snižuje se teplota směsi vypařováním paliva.

18 Výměna náplně válce 1 Experimentální data ukazují, že teplota vzduchu při vypařování paliva klesá více, než proti tomu působící pokles parciálního tlaku vzduchu způsobený nárůstem množství par paliva. Snižování tlaku snižuje plnicí účinnost, což je kompenzováno poklesem teploty při vypařování paliva, který plnicí účinnost zvyšuje. Plnicí účinnost s vypařováním paliva je o několik procent vyšší. Se změnou poměru tlaku ve výfuku ke tlaku v sání a kompresního poměru se mění množství zbytkových plynů ve válci. S nárůstem objemu těchto zbytkových plynů plnicí účinnost klesá, neboť tyto ve válci zabírají objem, který by jinak zaplnila čerstvá směs. Podle rovnice (3) je plnicí účinnost závislá na tlaku v sání. Tento tlak je snižován pod hodnotu atmosférického tlaku tlakovou ztrátou při proudění sacím potrubím, tato ztráta je závislá na rychlosti proudění a průřezech potrubí. Ze stejných důvodů je tlak ve výfuku vyšší než atmosférický. Tlak v sacím potrubí se mění během každého sacího zdvihu vlivem nestacionárního proudění, které je způsobeno měnící se rychlostí pístu a měnícím se průřezem ve ventilu. S rostoucími otáčkami setrvačnost směsi v sacím potrubí zvyšuje tlak v kanále při zavírání sacího ventilu a tím umožňuje pokračování plnění válce, když je píst kolem dolní úvrati a začíná kompresní zdvih. Tento (ram) efekt se zvyšuje s rostoucími otáčkami. Využívá se jej navrhováním zdvihových křivek ventilů s velkým úhlem otevření pro rychloběžné motory. Pozdější zavírání sacího potrubí, realizované pro využití (ram) efektu, způsobuje zejména v nízkých otáčkách výtok čerstvé směsi z válce zpět do sacího potrubí, který je důsledkem zvýšení tlaku ve válci při začínající kompresi, kdy je sací ventil ještě otevřený. Pulzující tok z válce při výfuku způsobuje pulzace tlaku ve výfukovém potrubí. Tyto postupují rychlostí zvuku a odrážejí se od atmosféry na otevřeném konci potrubí. U více válcových motorů se tlakové pulzace od jednotlivých válců odrážené od konce potrubí mohou ve společném plénu ovlivňovat. Tyto pulzace mohou pomáhat při výměně náplně válce nebo ji zhoršovat. Pomáhají, pokud dojde k snížení tlaku ve výfukovém kanálu ke konci výfukového zdvihu, takový výfukový systém se nazývá laděný [26]. Nestacionární průtok sacím potrubím do válce způsobuje tlakové vlny postupující sacím potrubím od válce. Tyto tlakové vlny se mohou odrážet od konce potrubí a vracet se zpět k válci. Pokud je pohyb těchto vln příslušně načasovaný, dojde ke zvýšení tlaku před sacím ventilem na konci sacího zdvihu a to způsobí zvětšení hmotnosti nasáté směsi do válce. Takové potrubí se opět nazývá laděné [26]. V závislosti na otáčkách motoru lze laděním délek potrubí zvýšit plnicí účinnost v určitém rozsahu otáček motoru. Pro velmi rychloběžné motory (závodní) vyhovují krátká sací i výfuková potrubí, pro zvýšení naplnění válce v nízkých otáčkách se používají sací potrubí delší. Obr uvádí závislost plnicí účinnosti na střední pístové rychlosti. Je zde vyneseno působení různých vlivů na její průběh. Plnicí účinnost je snížena pod hranici 1 % vlivy (tlak par paliva) nezávisejícími na rychlosti (křivka A). Ohřev náplně válce v sacím potrubí a válci snižuje plnicí účinnost převážně v první polovině rozsahu rychlosti, kdy směs setrvává v potrubí delší čas (posun křivky A na B). Třecí ztráty a místní ztráty v potrubí narůstají s druhou mocninou otáček motoru a snižují plnicí účinnost (posun křivky B na C). Ve vyšších otáčkách dochází v nejužším průřezu

19 Výměna náplně válce 11 potrubí k dosažení rychlosti zvuku a tím aerodynamickému ucpání potrubí, které ostře snižuje plnicí účinnost (posun křivky z C na D). Ram efekt, kdy se setrvačnosti sloupce plynu v potrubí využívá k doplnění válce, zvyšuje plnicí účinnost ve vysokých otáčkách (posun křivky z D na E). Pozdější zavírání sacího ventilu k využití ram efektu má za následek tok čerstvé směsi zpět do sacího potrubí, což v nízkých otáčkách způsobuje snížení plnicí účinnosti (posun křivky C a D na F). Nakonec laděním potrubí lze zvýšit plnicí účinnost v určitém rozsahu otáček (posun křivky F na G). Model oběhu motoru používaný v této práci umožňuje díky 1D přístupu modelování proudění v sacím a výfukovém potrubí simulovat výše popsané efekty. Model zachycuje ohřev směsi, vliv odpařování paliva na cestě do válce i snižování teplot ve válci, způsobené odpařením nadbytečného množství paliva při bohaté směsi. Ladění potrubí simulováno nebylo, v potrubí je umístěn restriktor, model zachycuje aerodynamické ucpávání v tomto místě od otáček 8 min -1. Při výpočtech oběhu motoru v některých režimech nastalo proplachování válce směsí. V těchto případech se ve výsledcích výpočtů uvádí plnicí účinnost podle vztahu (4), kde m at je hmotnost vzduchu ve válci po zavření sacího ventilu, tedy snížená o uniklé množství vzduchu do výfuku při proplachování. mat η v = (4) ρ V a, d Obr : Přehled vlivů měnící průběh plnicí účinnosti. Konečný průběh je plná čára. Obrázek byl převzat z [19].

20 Zdvihová křivka ventilu Zdvihová křivka ventilu Zdvihová křivka ventilu může být popsána průběhem a parametry podle schématu na Obr Podle tohoto obrázku jsou to počátky otevření ventilu (časování) SO a VO, úhly otevření ventilu (ÚOSV, ÚOVV) a zdvihy ventilu (ZSV, ZVV). Průběh zdvihové křivky bývá určen různými metodami, některé budou zmíněny v kapitole 2.2, s ohledem na spojitost vyšších derivací zdvihové křivky a hodnoty zrychlení ventilu. Navržená zdvihová křivka ventilu přímo určuje obrys vačky, která je mechanicky spojena s klikovým hřídelem. Tím jsou všechny parametry návrhové zdvihové křivky přeneseny do rozvodového mechanismu motoru. Sladění těchto parametrů se zbytkem motoru tak, aby se požadovaným způsobem, podle zvolených kritérií, ovlivnil proces výměny náplně válce, je cílem jejich optimalizace. Z hlediska optimalizace se jedná o šest vstupních parametrů, které lze při výpočtu nezávisle měnit. Tab uvádí základní přehled parametrů zdvihové křivky. Je praktickým zvykem uvádět rozvodová data při naměřeném 1 mm zdvihu ventilu, neboť se zdvih měří přesněji na strmé části průběhu zdvihu než na začátku průběhu. Vzhledem k různé teplotní roztažnosti částí rozvodového mechanismu je vždy v mechanismu nastavena ventilová vůle. Obr : Parametry zdvihové křivky ventilu. V mechanismech s mechanickým vymezováním je vůle více či méně přesně nastavená, vždy nějaká zůstane i v nejhorším tepelném režimu motoru a tím vznikají odchylky v rozvodových datech skutečných od navržených. Ve všech prováděných výpočtech je nastavena ventilová vůle.1 mm pro sací ventil a.15 mm pro výfukový ventil.

21 Návrh průběhu výchozí zdvihové křivky 13 Tab : Základní přehled parametrů zdvihové křivky ventilu. Zdvih ventilu SO VO ÚOVS ÚOVV (sací ventil otevírá před HÚ) (výf. ventil otevírá před DÚ) (úhel otevření sacího ventilu) (úhel otevření výf. ventilu) ZSV (max. zdvih sacího ventilu) ZVV (max. zdvih výf. ventilu) [mm] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [mm] [mm] bez vůle s vůlí v 1 mm s vůlí Ve výpočtech se ventilová vůle projeví snížením zdvihové křivky o hodnotu vůle v celém průběhu a zmenšením úhlu otevření ventilů, viz Tab , tím se sice zmenší plocha průřezů ve ventilech, ale odchylky v účinnosti naplnění válce budou zřejmě zanedbatelné. 2.2 Návrh průběhu výchozí zdvihové křivky K optimalizaci v termodynamickém modelu oběhu motoru byly uvažovány tři průběhy zdvihové křivky, viz Obr Jedna je původní zdvihová křivka získaná při statickém měření zdvihu ventilu, viz kapitola 6.3, a dvě nově vytvořené různými metodami se strmějším nárůstem zdvihu. Obr ukazuje zrychlení těchto křivek. Původní zdvihová křivka byla naměřená při statickém měření zdvihu ventilu, vzhledem k měření v reálném rozvodovém mechanismu s vůlemi v ložiskách a třením, byť s měkkou ventilovou pružinou, její druhá derivace nemá hladký průběh. Pro výpočet zrychlení se v tomto případě vyšlo z řešení kinematického modelu mechanismu, kam se zadal daný obrys vačky použitý pro její výrobu. Návrhová křivka n1_1 byla navržena v programu GT-VTRAIN, viz [7]. Tento program slouží jako nástroj k mnoha účelům a je rozdělen na dvě části. První část Cam Design slouží k vytváření zdvihových křivek nebo profilů vaček. Je zde také možnost načtení dat existující zdvihové křivky a její automatické proložení v programu nebo její úprava do požadovaného tvaru, čehož bylo využíváno při potřebě aproximovat zdvihovou křivku. Tento program používá k vytváření průběhů křivek polynomické funkce. Při návrhu je profil vačky nebo zdvihová křivka (celá nebo její polovina, podle použité metody) rozdělena do úseků (m úseků). Počet úseků je dán použitou metodou (14 nebo 15 úseků pro celou zdvihovou křivku) a šířku úseků je možné libovolně měnit, v rozsahu daném úhlem otevření ventilu. V každém úseku je profil vytvářen polynomem řádu n (v rozsahu 3-6). Koeficienty polynomů (n+1)m jsou určeny řešením soustavy lineárních rovnic vyhovující následujícím třem typům podmínek.

22 Návrh průběhu výchozí zdvihové křivky 14 Podmínky kontinuity Tyto podmínky zajišťují spojitost průběhu křivky a jejich derivací na hranicích jednotlivých úseků. Vnitřní podmínky a podmínky plynoucí z definice Těmito podmínkami se nastavují hodnoty zdvihu, rychlosti, zrychlení, třetí derivace zdvihu na nulu a to na hranici nebo v celém úseku. Mezi tyto podmínky patří nulová hodnota zdvihu a rychlosti na začátku a na konci průběhů, nulová hodnota rychlosti při maximálním zdvihu, konstantní hodnota zrychlení v určitém úseku atd. Konstantní rychlost nebo zrychlení v určitém úseku může být nastaveno zadáním nulové následující derivace (zrychlení nebo skoku) v tomto úseku. Podmínky vložené uživatelem pomocí těchto podmínek uživatel nastavuje hodnotu zdvihu, rychlosti, zrychlení a skoku na hranicích úseků. Tyto podmínky doplňují zbývající rovnice pro řešení soustavy a jsou jediné, kterými uživatel běžně ovlivňuje průběh zdvihu, zadávají interaktivně a po jejich zadání je návrh dokončen. Při návrhu je uživatel průběžně informován o velikosti plochy pod křivkou zdvihu, popř. o poměru této plochy vztažené k ploše obdélníka dané součinem max. zdvihu a úhlu zdvihové křivky. Ve druhé části Valvetrain Design je možné vytvořit podrobný model kinematiky rozvodového mechanismu, k tomu účelu slouží knihovna pěti nejrozšířenějších mechanismů. Vytváří se zde rovinné schéma mechanismu, je možné animovat jeho pohyb a umožňuje řešit jeho kinematiku a kvazi statiku. Řešení kinematiky obsahuje v závislosti na typu uvažovaného mechanismu, výpočet obrysu vačky ze zadané zdvihové křivky ventilu a naopak, výpočet zdvihů a výchylek ostatních prvků mechanismu (zdvihátka, vahadla, zdvihací tyčky) a pomocné výpočty popisující geometrii kontaktu vačky a zdvihátka. Návrhová křivka n1_2 byla navržena metodou ÚVMV. Principem metody je rozdělení zdvihové křivky na šest úseků včetně náběhu a seběhu. Jednotlivé úseky jsou definovány různými křivkami, které jsou kombinací mocninných a goniometrických funkcí (čtvrtperiody sinusovek) a jsou napojeny tak, aby byla zajištěna spojitost vyšších derivací celé zdvihové křivky ventilu. Délkou jednotlivých úseků a hodnotou maximálního zdvihu ventilu se vytvaruje zdvihová křivka ventilu. Novější metodu ÚVMV (rozšířenou dva úseky v náběhu, viz kapitola 1.1) uvádí literatura [1][2] a [3]. Z průběhem návrhové zdvihové křivky n1_1 je počítáno pouze při optimalizaci parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru. Stanovuje se jí, z hlediska termodynamiky, mezní hodnota dosažitelného výkonu motoru. Pokud by se uvažoval pouze mechanický rozvodový mechanismus, je její použití možné pouze v rozvodovém mechanismu pomaloběžného motoru, kvůli velkému nárůstu zrychlení ventilu. Nepoužitelnost takové vačky byla ověřena dynamickým modelem rozvodového mechanismu. Z uvedených průběhů zrychlení dosahuje maximálních hodnot křivka návrhová křivka n1_2, průběh zrychlení křivky n1_1 není v Obr vynesen. Parametry návrhové křivky n1_2 a původní zdvihové křivky, popsané v Obr , byly optimalizovány v termodynamickém modelu oběhu motoru a podle závěrů v kapitole 5.4 z nich byly vypočteny obrysy vaček, viz následující kapitola, a jejich funkce byla ověřována v dynamickém modelu, viz kapitola

23 Výpočet obrysu vačky Zdvih ventilu h [mm] původní křivka 1 návrhová křivka n1_1 návrhová křivkan1_ Úhel vačkového hřídele [ ] Obr : Průběhy zdvihových křivek navržených pro další optimalizaci..25 Zrychlení ventilu a [mm/ ] původní křivka 1 návrhová křivkan1_ Úhel vačkového hřídele [ ] Obr : Průběhy zrychlení vybraných zdvihových křivek. 2.3 Výpočet obrysu vačky Model pro výpočet kinematiky rozvodového mechanismu byl vytvořen v programu Valvetrain Design, který je součástí programového vybavení GT-VTRAIN. Schéma rozvodového mechanismu ukazuje Obr Podle rozměrů z tohoto obrázku byl

24 Výpočet obrysu vačky 16 sestaven kinematický model. Pomocí něj byly počítány souřadnice obrysů vaček ze zdvihových křivek, jak s původními, tak s výslednými parametry z optimalizace v termodynamickém modelu oběhu motoru a model byl použit jako rozměrové schéma pro sestavení dynamického modelu. V pojednání o statickém měření zdvihu ventilu, viz kapitola 6.3, byly zjištěny odchylky změřené zdvihové křivky ventilu od návrhové. Tyto odchylky byly vzaty do úvahy a promítly se do modelu kinematiky změnou jeho některých parametrů. Vždy se vyšlo z daného obrysu vačky, tato data jsou totožná se souřadnicemi zadávanými do brusky při broušení vačky a jsou považována za bezchybná. Při dopočítávání parametrů se tedy vycházelo z daných výrobních souřadnic obrysu vačky a staticky naměřené zdvihové křivky. Z daného obrysu vačky se počítala zdvihová křivka ventilu a parametry kinematického mechanismu se nastavily tak, aby se vypočítaná zdvihová křivka shodovala s naměřenou při statickém měření. Obrysy vaček jsou patrné z Obr Obr : Schéma rozvodového mechanismu. Na základě závěrů z optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém modelu motoru, viz kapitola 5.4, která poskytla zdvihové křivky vycházející z původní a navržené n1_2 úpravou úhlů otevření ventilu (parametry ÚOSV a ÚOVV), byly s použitím kinematického modelu vypočteny obrysy vaček, viz Obr Spolu s nimi je v tomto obrázku vykreslen také původní obrys vačky.

25 Výpočet obrysu vačky 17 y [mm] x [mm] optimalizovaná n1_2 optimalizovaná původní původní 1 Obr : Obrysy vaček vypočtené ze zdvihových křivek n1_1 (červená), n1_2 (modrá) a původní po optimalizaci v termodynamickém modelu motoru. 3 GT-Power model Model rychloběžného spalovacího motoru byl sestaven v programovém prostředí GT- SUITE, které je sdruženým nástrojem pro vytváření modelů pohonných ústrojí (motor, spojka, převodovka, model vozidla), motorů a jejich částí, jako je chlazení motoru, vstřikovací soustavy, rozvodové a klikové mechanismy. K samotnému numerickému řešení modelů je použito příslušných řešičů, při řešení práce byl použit řešič GT-Power. Model motoru se skládá z objektů trojího druhu hmotných, spojovacích a objektů popisujících fyzikální děje. Objekty hmotné - se dále dělí na průtokové a mechanické. Průtokové objekty definují objem, mechanické zase hmotnost, popř. moment setrvačnosti. Typickým průtokovým prvkem je potrubí nebo válec. Typickým mechanickým prvkem je klika, popř. ojnice. Objekty spojovací těmito se modeluje propojení mezi hmotnými prvky. Typicky slouží k modelování ventilů, vstupních hrdel potrubí, při stavbě mechanických modelů klikového hřídele nebo dynamického modelu rozvodového mechanismu jsou jimi definovány vazby mezi prvky mechanismu. Objekty popisující nějaký fyzikální děj - vývin nebo přestup tepla, vstřikování a odpařování paliva. Obr uvádí model spalovacího motoru z prostředí programu. Průtokové objekty (úseky potrubí kromě válce) jsou modelovány jako objemy, definované podél osy potrubí na základě metody konečných objemů, pro něž se bilancují zákony hmoty, energie a hybnosti. V radiálním směru tyto objemy zaujímají celý průřez potrubí, v axiálním směru je možno jejich rozměr nezávisle měnit. Propojením těchto objemů se získá 1-D (-D válec uvažuje se jako jeden objem) model motoru. Tak se sestaví soustava parciálních diferenciálních rovnic, která musí být

26 Výpočet obrysu vačky 18 ještě doplněna dalšími empirickými rovnicemi (přestup tepla, stavová rovnice, atd.), aby byla řešitelná. Vlastní řešení se hledá numericky. Důležité jsou již zmíněné doplňující vztahy. V principu vícerozměrné procesy ztrát vznikajících v proudění vlivem tření a přestupu tepla do stěn potrubí jsou nahrazeny příslušnými okrajovými podmínkami definovanými na těch hranicích jednotlivých objemů, které představují pevné stěny potrubí. Třecí ztráty jsou definovány na základě ztrátových součinitelů příslušných k vazkému laminárnímu nebo turbulentnímu proudění v kanále kruhového průřezu s možností uvažování vlivu drsnosti stěn. Průtokové číslo µσ sacího a výfukového kanálu, bylo zjištěno měřením, viz kapitola. Přestup tepla do stěn je modelován pomocí přestupního součinitele odvozeného při uvažování vlivu konvekce a drsnosti stěn kanálu. Průběh vývinu tepla je modelován Vibeho funkcí nebo tabulkou dat, odvod tepla ve válci Woschniho vztahy, atp. Pro každý model je třeba zvolit či upravit některé parametry motoru tak, aby důležité výstupní parametry odpovídaly skutečnosti. To bylo v tomto případě provedeno podle indikovaných tlaků ve válci pro plné zatížení. Z indikovaných tlaků měřených na motorové zkušebně, viz kapitola , byly vyhodnoceny průběhy vývinu tepla. Vliv mechanických ztrát v klikovém mechanismu byl nahrazen pomocí modelu tření Chenn-Flynn nahrazujícího ztrátový tlak pomocí funkce složené z konstantního členu, členu závislého na maximálním tlaku ve válci motoru a členů úměrných první resp. druhé mocnině střední pístové rychlosti. Model motoru, viz Obr , zahrnuje sací potrubí s karburátorem a krátkým nátrubkem, při výpočtu se používají průtokové čísla sacího, viz Obr a výfukového kanálu, naměřené profukovací zkouškou hlavy válce. Model potrubí má stejný objem jako skutečné potrubí k zachycení setrvačných účinků sloupců plynu. Na vstupu do karburátoru je umístěn restriktor o průměru 34 mm, který omezuje průtok směsi do motoru přibližně od 8 min -1. Ve výfukovém potrubí je tlumič výfuku nahrazen jeho objemem. Obr : Model motoru v prostředí programu GT-SUITE. Průběh optimalizace zdvihových křivek v termodynamickém modelu oběhu motoru řídí genetický algoritmus, viz kapitola 4.1. Algoritmus prostřednictvím prostředí programu modefrontier mění definované proměnné (SO, VO, ÚOSV, ÚOVV, ZSV, ZVV) ve

27 Nastavení modelu oběhu podle dat z experimentů 19 vstupním souboru pro program GT-Power a spouští výpočet. Ve vstupním souboru se časování zadává přímo úhlem ve stupních vačkového hřídele. Při výpočtech se tedy vezme hodnota proměnné např. časování (SO, VO) a ta se mění s krokem (většinou po jednom stupni) v daném rozsahu. Rozsah, ve kterém se hodnoty časování mohou pohybovat, byl na začátku odhadnut a pokud v průběhu výpočtu výsledky časování dospěly k hranicím rozsahu, byl tento přizpůsoben a výpočet byl poté opakován. Takto se nastavovaly a měnily rozsahy všech proměnných. Hodnoty úhlu otevření ventilů a zdvihu ventilu se nezadávaly přímo číselně, ale pomocí hodnot násobitelů, kterými se v průběhu výpočtu násobily původní zadané hodnoty úhlu a zdvihu. Při optimalizaci se nastavovaly různé hodnoty právě těchto násobitelů, které byly původně nastaveny na hodnotu jedna. Tím je také zajištěno, že se při zachovaném úhlu otevření ventilu zvýšením hodnoty násobitele zdvihu docílí nárůstu strmosti zdvihové křivky, tím průtočné plochy ve ventilu, ale také hodnoty zrychlení ventilu, viz vztahy (5) a (6). Při zachovaném zdvihu ventilu se zmenšením úhlu otevření ventilu opět zvětší zrychlení ventilu. Pro zdvih sacího ventilu platí: h 2 2 d hv d h = nz h ; n. 2 z (5) 2 dt dt v = Pro úhel otevření sacího ventilu platí ÚOSV = n u ÚOSV a pro zrychlení ventilu můžeme psát: d hv d hv 2 d h 2 = ω = ω (6) dt dα nudα Ve vztazích (5) a (6) jsou h a ÚOSV hodnoty zdvihu a úhlu otevření ventilu před optimalizací. 3.1 Nastavení modelu oběhu podle dat z experimentů Indikace tlaku ve válci Cílem měření, viz [2], bylo získat průběhy indikovaného tlaku ve válci v ustálených režimech při různých otáčkách a z něj vyhodnotit vývin tepla. V grafech Obr až Obr jsou vyneseny průběhy naměřeného tlaku ve válci v porovnání s vypočtenými programem GT-Power Použité měřící vybavení Hlava motoru byla osazena nechlazeným piezoelektrickým tlakovým snímačem AVL GU21D, na klikovou hřídel motoru byl připojen homokinetickou vlnovcovou spojkou rotační inkrementální snímač Pepperl&Fuchs se 72 značkami na otáčku, tělo snímače bylo uchyceno k bloku motoru. Pro sběr dat byla použita víceúčelová měřící karta Keithley PCMCIA 12AIAO. Elektrický napěťový signál byl ze zesilovače náboje přiveden na analogový vstup měřící karty a byl vzorkován údajem inkrementálního snímače o úhlu natočení klikového hřídele. Záznam byl spouštěn spouštěcí značkou

28 Nastavení modelu oběhu podle dat z experimentů 2 inkrementálního snímače. Pro měření bylo nutné použít děličku pulzů. Do otáček 8 min -1 bylo možné vzorkovat s nastavením dělení dvěma a pro vyšší otáčky motoru dělení čtyřmi. Vzorkování tak odpovídalo jednomu resp. dvěma stupňům úhlu natočení klikového hřídele Průběh měření Měření probíhalo na vývojové zkušebně motorů na válcovém brzdovém stanovišti. Pro stanovení horní úvrati v tlakových záznamech, bylo nejprve provedeno měření v režimu protáčení prohřátého motoru. Další měření byla prováděna při ustálených otáčkách motoru při plně otevřeném regulačním orgánu motoru. Použitý válcový dynamometr umožňoval pouze krátkodobé udržení konstantních otáček motoru, což velmi komplikovalo vyhodnocení záznamů. Otáčky byly nastavovány v rozsahu min -1 v krocích přibližně po otáčkách 1 min -1. V každém režimu byl zaznamenán průběh tlaku pro 5 po sobě následujících cyklů. Poloha horní úvratě byla určena při protáčení motoru. Při měření v otáčkách 8 min -1 došlo k poruše inkrementálního snímače, zřejmě vlivem vibrací. Od těchto otáček bylo nutné záznam Tlak ve válci [MPa] výpočet měření Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Porovnání naměřeného a vypočteného tlaku ve válci při otáčkách motoru 78 min -1. Tlak ve válci [MPa] výpočet měření Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Porovnání naměřeného a vypočteného tlaku ve válci při otáčkách motoru 97 min -1. Tlak ve válci [MPa] výpočet měření Tlak ve válci [MPa] výpočet měření Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Porovnání naměřeného a vypočteného tlaku ve válci při otáčkách motoru 97 min Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Porovnání naměřeného a vypočteného tlaku ve válci při otáčkách motoru 1 5 min -1. vzorkovat pouze vnitřními hodinami měřící karty a záznam nebyl synchronizován s polohou klikového hřídele, což vzhledem k nerovnoměrnosti otáčení tohoto motoru zkreslovalo průběh tlaku, to je zřejmě důvod odchylek v průběhu komprese,

29 Genetické algoritmy 21 viz Obr a Obr V těchto režimech jsou větší odchylky v průbězích tlaku ve válci získaných měřením a výpočtem modelu oběhu motoru, ale maxima tlaků ve válci se příliš neliší a bylo nutné se s tímto spokojit, protože další měření provedeno nebylo. Při měření se posunovala poloha horní úvratě a nebylo možné vyhodnotit všechny oběhy. Pro vyhodnocení byl vybrán interval oběhů, kde se neměnil střední indikovaný tlak. Při měření se nepodařilo zajistit dostatečně dlouhý stabilní běh motoru. Motor vykazuje velký rozptyl indikovaného tlaku a následně vyhodnocených dalších veličin. Všechny průběhy tlaku jsou výrazně ovlivněny rázy při zavírání sacích ventilů, které zaznamenal piezoelektrický snímač tlaku. Naměřené průběhy tlaku jsou použity v programu GT Power, kde je z nich inverzní procedurou vyhodnocen vývin tepla v různých otáčkách a používán při optimalizačních výpočtech Měření průtokových vlastností kanálů Měření, viz [21], bylo provedeno na aerodynamické trati standardní profukovací zkouškou. Profukovací zkouška probíhá při tlakovém spádu 5 mmh 2 O mezi okolím a prostorem válce. Obr ukazuje naměřenou závislost průtokového čísla µσ na poměru zdvihu ventilu ku zvolenému průřezu kanálu v sedle ventilu. Do výpočtů byl zadán průběh průtokového čísla, viz Obr , kdy byl do měření zahrnut pouze sací kanál. Pro větší poměr h v /d v než,4194 byla hodnota průtokového čísla uvažována konstantní µσ =,6784. mis [ 1 ] h v /d v [ 1 ] Obr : Naměřený průběh průtokového čísla µσ pro sací kanál. 4 Model modefrontier 4.1 Genetické algoritmy Genetický algoritmus je postup uplatňující se při řešení optimalizačních úloh, u nichž lze očekávat existenci velkého počtu lokálních extrémů. Algoritmus začíná hrubým odhadem, a pak nalézá řešení simulací principů evoluční biologie. Genetické algoritmy používají techniky napodobující pozvolné, průběžně se vyvíjející procesy, jako dědičnost, mutace, přirozený výběr a křížení, pro vývoj řešení zadané úlohy. Princip práce genetického algoritmu je postupná tvorba generací různých řešení daného problému. Při řešení se uchovává tzv. populace, jejíž každý jedinec představuje jedno

30 Genetické algoritmy 22 řešení daného problému. Jak populace probíhá evolucí, řešení se zlepšují. Tradičně je řešení reprezentováno binárními čísly, nicméně používají se i jiné reprezentace (strom, pole, matice). Typicky je na začátku simulace (v první generaci) populace složena z naprosto náhodných jedinců. V přechodu do nové generace je pro každého jedince spočtena tzv. fitness funkce, která vyjadřuje kvalitu řešení reprezentovaného tímto jedincem. Podle této kvality jsou stochasticky vybráni jedinci, kteří jsou modifikováni (pomocí mutací a křížení), čímž vznikne nová populace. Tento postup se iterativně opakuje, čímž se kvalita řešení v populaci postupně vylepšuje. Algoritmus se obvykle zastaví při dosažení postačující kvality řešení, případně po předem dané době. Genetické algoritmy jsou používány v mnoha inženýrských aplikacích díky výhodám proti tradičním algoritmům. Hlavní výhodou těchto technik je naděje, že se najde globální optimum. V jednoduchých aplikacích je tato hlavní výhoda zaplacena delším výpočetním časem, neboť je nutný větší počet kroků (vyhodnocení fitness funkce) k uspokojivému řešení. Díky rozvoji výpočetní techniky a dostupnosti simulačních programů se inženýři stále více zaměřují na komplexní simulaci k optimalizaci určitého návrhu. Fakt, že se při vytváření návrhu využívá společně více aplikací způsobuje rostoucí zájem o použití genetického algoritmu jako operátoru celého procesu optimalizace. Proces návrhu je většinou komplexní úloha vyžadující využití více disciplín a ne vždy jsou na začátku přesně definované cíle, neboť ty jsou ovlivněny v průběhu řešení omezeními, na něž se v průběhu řešení narazí a jež musí být splněna. V tomto smyslu se může cíl sice jednoduše vyjádřit požadavkem na např. nejlepší možný návrh tvaru součásti, nejvyšší výkon motoru atd., ale ve výsledku to bude kompromis postavený na různých, i protichůdných požadavcích (dostatečná pevnost materiálu, cena materiálu), takový kompromis většinou není dopředu znám a optimalizační proces jej pomáhá ve spojení s uživatelem nalézt. Uživatel pak jen udává směr, většinou stanovuje podmínky a požadavky, kudy ke kompromisu dojít. Genetické algoritmy jsou mnohem více robustní než algoritmy založené na gradientu funkce a mohou tolerovat i pouze přibližně definované cíle návrhu, mohou být efektivně paralelizovány a tím je možno využít výhod paralelní počítačové architektury. V případě jednodušších úloh může použití robustního algoritmu vést k neúměrnému nárůstu výpočetního času.

31 Popis modelu Popis modelu Model řídící optimalizaci parametrů zdvihové křivky v termodynamickém oběhu motoru je uveden na Obr Tento model se skládá z prvků charakterizujících vstupní resp. výstupní proměnné, které jsou čteny popř. přepisovány ve vstupním resp. Obr : Model řídící optimalizaci parametrů zdvihové křivky ventilu při výpočtu termodynamického modelu oběhu spalovacího motoru. výstupním souboru, spouštěcího skriptu, nastavení řídícího algoritmu, podmínky a cíle řešení. Vstupní proměnné jsou: časování sacího a výfukového ventilu (SO, VO), násobitele úhlu otevření sacího a výfukového ventilu (ÚOVS, ÚOVV), násobitele zdvihu sacího a výfukového ventilu (ZSV, ZVV). Hodnoty těchto proměnných jsou nezávislé a mění se v průběhu optimalizačního výpočtu ve vstupním souboru. Jejich hodnotu určuje řídící algoritmus podle vývoje optimalizace vedoucí k dosažení cíle. Cílem optimalizace je nalezení takové kombinace vstupních parametrů, aby se dosáhlo v případě rychloběžného motoru maximálního výkonu. Výkon je závislá výstupní proměnná, jeho hodnota se čte ve výstupním souboru. Spouštěcí skript spouští řešič GT- Power, který počítá hodnotu výstupní proměnné. Podmínka určuje nejnižší hodnotu výstupní proměnné, která je přijatelným řešením problému. 5 Výsledky optimalizace zdvihové křivky v termodynamickém modelu oběhu spalovacího motoru 5.1 Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek V rámci optimalizace parametrů zdvihové křivky ventilu z hlediska termodynamiky oběhu motoru bylo cílem najít parametry zdvihové křivky (úhel otevření, zdvih) a rozvodu (časování) maximalizující výkon rychloběžného motoru. Jedná se o stanovení hranice oblasti (mezních hodnot zdvihové křivky ventilu), ve které mohou ležet parametry zdvihových křivek při dalších návrzích, pak se ale zřejmě nedosáhne

32 Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek 24 takového zvýšení výkonu. Byly provedeny výpočty v ustálených otáčkách 9 8 min -1 a 7 8 min -1. Tyto dva režimy byly zvoleny s ohledem na nejčastější běžný provoz motoru. Při výpočtech byla použita původní zdvihová křivka 1, navržené křivky n1_1 a n1_2, viz Obr Obr uvádí zdvihové křivky sacího a výfukového ventilu před a po optimalizaci všech šesti parametrů v otáčkách motoru 9 8 min -1. Shodně na všech průbězích je patrné zúžení úhlu otevření ventilů a podstatná změna časování sacího ventilu. Současné zmenšení úhlu otevření ventilů a změna časování vedla ke zmenšení překrytí zdvihových křivek ventilů kolem horní úvratě. Z Obr je také patrný vliv násobitele průběhu zdvihu ventilu n z a tím maximální hodnoty zdvihu ventilu, který je nejvyšší u zdvihové křivky ventilu, která je nejméně strmá (původní křivka po optimalizaci všech parametrů čárkovaná čára v Obr ) a nejnižší u strmé zdvihové křivky n1_1. sací ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1 - optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů 5 výfukový ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1 - optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů Zdvih ventilu [mm] Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Průběhy zdvihových křivek ventilů před a po optimalizaci všech parametrů při otáčkách motoru 98 min -1. Nárůstem zdvihu ventilu, který se získá přenásobením původních hodnot zdvihu výslednou hodnotou násobitele, se zvětšuje strmost, zdvihová křivka ventilu je ve vyšších zdvizích více otevřená, což dokumentují efektivní plochy ve ventilech, viz Obr Tato efektivní plocha se počítá vynásobením průtokového čísla µσ a vztažné plochy ventilu, dané vztažným průměrem ventilu d v. Pro vyšší zdvihy ventilu než je h v /d v =,4194, viz Obr , zůstává hodnota průtokového čísla konstantní na hodnotě µσ =,6784. To je důvod, proč se nárůst zdvihu ventilu daný násobitelem zdvihu (konstantní hodnota pro celý průběh) projeví nárůstem efektivní plochy ve ventilu pouze do hodnoty h v /d v =,4194. Totéž platí pro výfukový ventil, ovšem při použití naměřeného průtokového čísla µσ pro výfukový kanál, viz [21].

33 Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek 25 Tab : Porovnání vybraných parametrů motoru před a po optimalizaci všech parametrů při otáčkách motoru 98 min -1. Účinnost Objem spalin Výkon Tok směsi výměny ve válci na Zdvihové křivky do motoru náplně válce začátku cyklu původní zdvihová křivka 1 optimalizovaná křivka 1 optimalizovaná křivka n1_1 optimalizovaná křivka n1_2 [kw] - [%] [kg/s] Tab uvádí číselně nárůst výkonu motoru daný optimalizací výměny náplně válce v otáčkách motoru 98 min -1. U optimálních kombinací parametrů pro jednotlivé zdvihové křivky podstatně klesl objem zbytkových spalin ve válci z předchozího cyklu, který byl nahrazen čerstvou směsí. Hodnoty výkonu při použití třech optimálních zdvihových křivek se liší málo a tento rozdíl je způsoben pouze rozdílem ve strmosti uvažovaných křivek, tedy rozdílem efektivních ploch ventilů. Hodnota násobitele zdvihu byla ve výpočtu omezena hodnotou 4, jinak by zřejmě jeho hodnota v některých případech dále narůstala, ale přírůstek výkonu už by byl zřejmě malý. Zlepšení výměny náplně válce dobře dokumentuje hmotnostní průtok ventily viz Obr Optimalizací zdvihových křivek a časováním se sníží záporné hmotnostní toky směsi, což je hmotnostní tok čerstvé směsi z válce do sacího potrubí na začátku kompresního zdvihu. Při překrytí zdvihových křivek ventilů kolem horní úvrati je při brzkém otevření sacího ventilu část výfukových plynů vytlačena do sacího potrubí, což je zřejmě záporný hmotnostní tok sacím ventilem v úseku od otevření sacího ventilu do horní úvrati. Při pozdně zavřeném výfukovém ventilu je část výfukových plynů zřejmě na počátku sacího zdvihu nasáta zpět do válce. Popisované skutečnosti jsou závislé na okamžitých hodnotách tlakového spádu mezi sacím a výfukovým potrubím a válcem.

34 Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek 26 sací ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1 - optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů 12 výfukový ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1 - optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů Plocha ve ventilu [mm 2 ] Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Efektivní plochy ve ventilech po optimalizaci všech parametrů při otáčkách motoru 98 min -1. sací ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1 - optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů.4 výfukový ventil - původní křivka optimalizace všech parametrů křivka n1_1-optimalizace všech parametrů křivka n1_2 - optimalizace všech parametrů.35 Hmotnostní průtok ventilem [kg/s] Úhel klikového hřídele [ ] Obr : Hmotnostní průtok ventily po optimalizaci všech parametrů při otáčkách motoru 98 min -1. Výsledky výpočtů optimalizace shrnuje tabulka Tab Zde jsou ukázány změny sledovaných parametrů vůči původní zdvihové křivce. Hodnoty maximálního zdvihu jsou nereálné a výsledkem (požadavkem) nemá být samotný nárůst zdvihu ventilu. Jak už bylo zmíněno, optimalizační proces používá zvyšování násobitele zdvihu

35 Optimalizace všech parametrů zdvihových křivek 27 a tím zvyšování maximálního zdvihu jako prostředek k zvýšení strmosti zdvihové křivky, to znamená k zvětšení plochy ve ventilu až do omezení daném konstantní hodnotou průtokového čísla µσ od poměru h v /d v =,4194. V Tab se horní úvratí myslí úvrať mezi kompresním a expanzním zdvihem. Ve srovnání s původními parametry vyšlo ve všech variantách jako optimální zúžení všech zdvihových křivek. Z tohoto hlediska se jeví výhodné zkrátit část náběhu a seběhu zdvihových křivek. Ve všech optimálních variantách vyšlo jako výhodné snižování překrytí zdvihu ventilů kolem horní úvratě. Tab Porovnání výsledků optimalizace s původními hodnotami těchto parametrů při otáčkách motoru 98 min -1. Zdvih ventilu SO (sací ventil otevírá před HÚ *, za HÚ ** ) VO (výf. ventil otevírá před DÚ) ÚOVS (úhel otevření sacího ventilu) ÚOVV (úhel otevření výf. ventilu) ZSV (max. zdvih sacího ventilu) ZVV (max. zdvih výf. ventilu) [mm] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [ klik.hřídele] [mm] [mm] původní 35 * ,63 1,6 optimální 1 * ,82 17,77 násobitel e (hodnoty proměnných v GT-Power) optimální n1_1 násobitel e (hodnoty proměnných v GT-Power) optimální n1_2 násobitel e (hodnoty proměnných v GT-Power) (časování od HÚ ve vačkového hřídele) (časování od HÚ ve vačkového hřídele) 52,72,91 4 1, ,7 2,3 (časování od HÚ ve vačkového hřídele) 17 (časování od HÚ ve vačkového hřídele) 49,73,76 2,62 1,74 1 ** ,5 23,3 (časování od HÚ ve vačkového hřídele) 169,7 (časování od HÚ ve vačkového hřídele) 48,74,77 2,9 2 Obr v Příloze 1 uvádí průběhy zdvihových křivek ventilů po optimalizaci všech parametrů režimu 78 min -1. V tomto režimu vychází po optimalizaci značně velké překrytí zdvihových křivek ventilů. Obr uvádí efektivní plochy ve ventilech, kvalitativně stejně jako v režimu 98 min -1 působí vliv strmosti zdvihové křivky. Na hmotnostním průtoku ventily, viz Obr , zde vlivem překrytí ventilů dochází k úniku nasávané směsi do výfuku, proplachování válce směsí, svědčí o tom i nízké procento objemu spalin ve válci na počátku cyklu, viz Tab Zde je uveden přehled vybraných parametrů motoru, hodnoty plnicí účinnosti a množství směsi jsou uvedeny s ohledem na množství směsi uniklé do výfukového potrubí. Tyto hodnoty jsou

36 Optimalizace parametrů bez uvažování nárůstu zdvihu 28 vynásobeny podílem směsi proteklé sacími ventily ku hmotnosti náplně válce na ačátku cyklu. V režimu 78 min -1 vychází vyšší plnicí účinnost, větší střední efektivní tlak (točivý moment) než v režimu 98 min -1. Z hlediska požadavků na motor je hlavním kritériem výkon motoru, ten je díky otáčkám, většímu toku směsi do motoru, v režimu 98 min -1 vyšší. Souhrnnou tabulku optimálních parametrů motoru v 78 min -1 režimu uvádí Tab Optimalizace parametrů bez uvažování nárůstu zdvihu V předchozí kapitole bylo ukázáno, že z hlediska výkonu motoru je nejvýhodnější strmá zdvihová křivka, navržená s krátkým náběhem, která má vysokou rychlost a zrychlení (např. křivka n1_1, viz Obr ). Dále byla provedena optimalizace parametrů SO, VO, ÚOSV, ÚOVV, byl tedy z výpočtu vynechán nárůst zdvihu ventilu mající za následek pouze větší strmost zdvihové křivky a tím nárůst zrychlení ventilu. Výsledky optimalizace časování a úhlů otevření ventilů jsou uvedeny v Příloze 1 na Obr až Obr , porovnání vybraných parametrů motoru a přehled optimálních parametrů rozvodu uvádí Tab a Tab pro režim 98 v Příloze 1. Pro režim 78 min -1 uvádí průběhy zdvihů, efektivních ploch ventilů a hmotnostních průtoků ventily Obr až Obr v Příloze 1, porovnání vybraných parametrů motoru a přehled optimálních parametrů rozvodu uvádí Tab a Tab tamtéž. Výsledek této optimalizace je kvalitativně totožný se závěrem kapitoly Optimalizace časování V této kapitole byl řešen případ, kdy se optimalizovalo pouze časování, ostatní parametry byly v průběhu výpočtu ponechány konstantní, hodnoty zdvihu a úhlu otevření ventilu se rovnaly návrhovým. Tento případ optimalizace je v praxi nejlépe realizovatelný. Pokud se např. zavedený (z hlediska dynamických vlastností rozvodu osvědčený) obrys vačky vyrobí ze zvláštního kusu materiálu a nasadí se na drážkování vačkového hřídele, lze pak časování při zkouškách na motorové brzdě měnit. Křivky n1_1 a n1_2 byly do výpočtů zadány stejné pro sací i výfukový ventil. Výsledky optimalizace časování jsou uvedeny v Příloze 1 na Obr až Obr Souhrnné výsledky některých parametrů motoru a rozvodového mechanismu uvádí Tab a Tab V režimu 98 min -1 došlo při použití zdvihové křivky n1_1 k poklesu výkonu pod původní hodnotu. Nepodařilo se najít takové nastavení optimalizovaných parametrů, aby se zvýšilo naplnění válce, to dokumentuje pokles plnicí účinnosti a nárůst objemu zbytkových plynů ve válci. Největšího nárůstu výkonu se v těchto otáčkách dosáhlo po optimalizaci původní zdvihové křivky. V tomto směru rozdílná situace nastala v režimu 78 min -1, kde se dosáhlo většího nárůstu výkonu s navrženou zdvihovou křivkou n1_1. Výsledné zdvihy ventilů, efektivních ploch ventilů a hmotnostních průtoků ventily uvádí Obr až Obr , porovnání vybraných parametrů motoru a přehled optimálních parametrů rozvodu uvádí Tab a Tab

37 Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru Na základě výsledků optimalizace různých parametrů zdvihové křivky ventilu v termodynamickém modelu oběhu motoru, popsaných v předchozích kapitolách, může být učiněno několik závěrů. Největšího nárůstu výkonu motoru, viz Obr , by se dosáhlo optimalizací všech parametrů v otáčkách 98 min -1 při použití křivky n1_1. Nárůst zdvihu ventilu, který způsobuje strmější zdvihovou křivku, zvětšuje plochu ve ventilu pouze do určitého poměru h v /d v a vliv větší strmosti na výkon motoru je malý. Realizace nárůstu zdvihu by měla ve skutečnosti smysl pouze ve spojení s konstrukčními úpravami kanálu a tím změnou průtokového čísla. Při všech variantách s velkým překrytím ventilů by došlo ke kolizi ventilů s pístem nebo kolizi sacího a výfukového ventilu, to je případ výsledků výpočtů v režimu 78 min -1. Z hlediska kolize ventilů s pístem by se mohla realizovat původní zdvihová křivka, křivky n1_1 a n1_2 po optimalizaci parametrů SO, VO, ÚOSV a ÚOVV pro otáčky 98 min -1. Použití těchto variant nepředstavuje nebezpečí vzájemné kolize sacích ventilů s výfukovými, které hrozí u střechovitých spalovacích prostorů při velkém překrytí ventilů. Při stávající konstrukci je bezpečné překrytí ventilů do zdvihu 8 mm. Z Obr vyplývá, že by došlo ke kolizi ventilů s pístem ve všech variantách se zvýšeným zdvihem ventilů. Takové řešení by vyžadovalo nereálné konstrukční úpravy. Pro hodnocení kolizního stavu je limitní hodnotou nejmenší vzdálenost výfukového ventilu od vývrtu v pístu. Kromě mechanického poškození hrozí při malé vůli i opálení pístu od výfukového ventilu, který je kromě vedení tepla při expanzi intenzivně ohříván prouděním spalin při výměně náplně válce. S nejlepšími výsledky optimalizace z režimů 78 min -1 a 98 min -1 byla vypočtena vnější rychlostní charakteristika. Její průběh uvádí Obr V porovnání s průběhem výkonu při původních parametrech i zde vychází nejlépe varianta po plné optimalizaci křivky n1_1. Tato charakteristika je hranicí dosažitelného výkonu motoru po úplné optimalizaci zdvihové křivky ventilu v termodynamickém oběhu motoru. Pro ostatní zdvihové křivky bude nárůst výkonu menší. Při použití této křivky neklesá výkon motoru pod původní hodnoty a zřejmě zůstane nad původními hodnotami i ve vyšších otáčkách. Do části práce, týkající se modelování dynamiky rozvodového mechanismu, byla vybrána zdvihová křivka původní a n1_2 po optimalizaci parametrů SO, VO, ÚOSV a ÚOVV v režimu 98 min -1.

38 Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru Nárůst výkonu [%] Optimalizovaná původní křivka Křivka n1_ Křivka n1_ SO,VO,ÚOSV,ÚOVV; 98 1/min SO,VO,ÚOSV,ÚOVV; 78 1/min Parametry - SO,VO; 98 1/min Parametry - SO,VO; 78 1/min SO,VO,ÚOSV,ÚOVV,ZSV,ZVV; 98 1/min SO,VO,ÚOSV,ÚOVV,ZSV,ZVV; 78 1/min Obr : Nárůst výkonu motoru po optimalizaci parametrů zdvihových křivek ventilu v termodynamickém modelu oběhu spalovacího motoru. Zdvih pístu a ventilů v ose válce [mm] Úhel kliky [ ] zdvih pístu k sac. ventilu původní zdvih sac. ventilu zdvih pístu k výf. ventilu původní zdvih výf. ventilu opt. zdvih sacího ventilu opt. zdvih výf. ventilu Obr : Průběh zdvihu pístu a ventilů po optimalizaci parametrů SO, VO, ÚOSV, ÚOVV zdvihové křivky n1_1 v režimu 98 min -1.

39 Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru Výkon [kw] původní paramety rozvodového mechanismu optimální parametry rozvodového mechanismu v otáčkách 78 1/min 1 optimální parametry rozvodového mechanismu v otáčkách 98 1/min Otáčky motoru [min -1 ] Obr : Vnější rychlostní charakteristika motoru s optimálními parametry rozvodového mechanismu.

40 Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru 32 6 Měření kinematických veličin rozvodového mechanismu Měření kinematických veličin pohybu ventilu bylo v této práci rozděleno na statické a dynamické. Měření mají sloužit k ověření funkce obrysu vačky v rozvodovém mechanismu. Účelem statického měření bylo proměření zdvihové křivky ventilu v závislosti na úhlu vačkového hřídele, bez vlivu poddajnosti rozvodového mechanismu. Data z měření byla využita pro: zjištění odchylek změřené zdvihové křivky ventilu od návrhové, k nastavení kinematického modelu rozvodového mechanismu, k nastavení dynamického modelu rozvodového mechanismu. Odchylky změřené zdvihové křivky od návrhové mohou být způsobeny výrobou vačky, kdy není možná výroba dutin malého poloměru na bocích vačky vzhledem k velikosti brusného kotouče. Souřadnice obrysu vačky byly sice přesně spočítány přes náhradní kinematický mechanismus z navržené zdvihové křivky ventilu, parametry kinematického mechanismu se však mohou drobně lišit od skutečnosti. Rozdíly mohou být způsobeny jinými rozměry a úhly vahadla, jinou polohou vačkového hřídele vůči ose otáčení vahadla. Odchylky v rozměrech mohou také vznikat drobnými změnami v konstrukci hlavy motoru, přičemž se po každé změně nenavrhují nové vačky, ale zůstávají stejné, pokud mají používané vačky stejnou základní kružnici a nemění se rozměry vačkového hřídele. Při statickém měření zdvihu ventilu byl použit lineární inkrementální snímač a k pohonu vačkového hřídele byl použit krokový elektromotor. Účelem dynamického měření pohybu ventilu byla analýza dynamického chování rozvodového mechanismu. Dynamická měření byla použita pro: změření zdvihové křivky ventilu, rychlosti a zrychlení ventilu v závislosti na úhlu otáčení vačkového hřídele v rozsahu středních otáček vačkového hřídele, který odpovídá provozu motoru, zjištění vlivu připojení pohonu vačkového hřídele na jeho okamžité otáčky, testování snímače zdvihu ventilu pracující na principu měření magnetického pole. Data z dynamického měření byla dále použita pro: frekvenční analýzu průběhů zrychlení ventilu, nastavení dynamického modelu rozvodového mechanismu, pohon dynamického modelu úhlem vypočteným integrací průběhu okamžité úhlové rychlosti, vyhodnocení torzního kmitání pohonu vačkového hřídele, Při dynamickém měření se projevuje poddajnost rozvodového mechanismu a vlastní pohyb jeho členů, zejména pohyb závitů ventilové pružiny, a tím vznikají výraznější odchylky průběhu skutečné zdvihové křivky ventilu od návrhové. Měření bylo prováděno na sacím ventilu čtyřventilového rozvodového mechanismu OHC s vahadlem a kladkou, ostatní ventily, pružiny a vahadlo výfukových ventilů byly

41 Zhodnocení výsledků optimalizace parametrů zdvihových křivek v termodynamickém oběhu motoru 33 z mechanismu vyjmuty. Tento rozvodový mechanismus, uložený v původní hlavě jednoválcového motoru ve valivých ložiscích, byl připevněn spolu s mohutným stolem k podlahovému roštu a připojen k stejnosměrnému dynamometru, jímž byl poháněn. Připojení vačkového hřídele k dynamometru bylo z počátku provedeno spojkou s pružným členem, později byla tato spojka nahrazena membránovou spojkou. Měření úhlové polohy vačkového hřídele sloužilo pro vzorkování průběhu zdvihu, rychlosti a zrychlení při dynamickém měření a byly z něj vyhodnocovány okamžité otáčky a úhlová rychlost vačkového hřídele. Obr : Fotografie měřícího stanoviště. Popis: 1 - hřídel poháněcího dynamometru,2 - membránová spojka, 3 - propojovací hřídel 1, 4 - vahadlo rozvodového mechanismu, 5 - šroub nastavování ventilové vůle, 6 - vačková hřídel, 7 - talířek ventilové pružiny, 8 - propojovací hřídel 2, 9 - ventil, 1 - ventilová pružina, 11 - vlnovcová spojka,12 - rotační inkrementální snímač IRC, 13 - snímač magnetického pole. Při dynamickém měření zdvihu ventilu byl použit snímač magnetického pole, laserový vibrometr a rázový akcelerometr. Lineární inkrementální snímač a snímač magnetického pole byly připevněny na držáku a ten přišroubován hlavovými šrouby k hlavě motoru. Pro dynamické měření zdvihu se lineární inkrementální snímač sundával. K měření úhlové polohy vačkového hřídele byly používány značkovací kotouče s optickými závorami a rotační inkrementální snímač. Uspořádání měřícího stanoviště ukazuje Obr Pro měření laserovým vibrometrem bylo nutné pootočit hlavu motoru kolem osy dynamometru o přibližně 9, aby bylo možné namířit laserový paprsek kolmo na rovinou plochu hlavy ventilu. Vibrometr byl postavený na stativu mimo podlahový rošt, na němž je umístěn dynamometr, ani při nejvyšších otáčkách se na něj nepřenášely znatelné vibrace.

42 Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení Pohony rozvodového mechanismu na měřícím stanovišti K pohonu rozvodového mechanismu byl při statickém měření použit krokový elektromotor Microcon typ SX34. Krokový motor Microcon má standardní délku kroku 1,8, tu je možné elektronicky upravovat, délky kroků vycházejí zjednodušeně řečeno ze standardního kroku dělením dvěma. Krokový motor je ovládán vlastní programovatelnou řídící jednotkou CD3M vybavenou kontrolerem M1486, tuto jednotku je možné připojit k počítači přes sériové rozhraní RS 232 pro nahrávání povelového souboru nebo pro řízení z počítače. Motor je napájen stejnosměrným napětím z nestabilizovaného zdroje v rozsahu V. Vinutí motoru může být připojeno sériově nebo paralelně, tím lze docílit rozdílných momentových charakteristik. Teto motor poskytuje největší točivý moment 3,25 N v sériovém zapojení. K připojení krokového motoru k vačkovému hřídeli byla použita Oldhamova spojka. Při dynamickém měření byl k pohonu rozvodového mechanismu použit stejnosměrný dynamometr MS Tento dynamometr MS poskytuje maximální výkon 25 kw při 6 min -1. Ke spojení vačkové hřídele a hřídele dynamometru byly používány dvě spojky. Obě spojky umožňovaly odchylky souososti spojovaných hřídelů. Přehled použitých spojek: 1) Spojka s pružným členem. Tato spojka je, podle údajů výrobce, konstruována pro poměrně přesný přenos kroutícího momentu, spolehlivě tlumí rázy, přičemž nedovoluje vzájemné pootočení spojovaných hřídelí. Zkušenosti s touto spojkou jsou popsány v kapitole ) Membránová spojka. Tato je považována za torzně tuhou, výrobce její tuhost neuvádí. Jejím použitím jakožto tuhého spojení se zjednodušilo měření okamžitých otáček vačkového hřídele a snížil se počet vyhodnocovaných signálů Použité snímače Snímače okamžitých otáček vačkového hřídele K měření okamžitých otáček bylo použito drážkovaných kotoučů ve spojení s optickými závorami CNY 37 nebo rotačního inkrementálního snímače Pepperl&Fuchs. Signály z obou snímačů byly zaznamenávány měřící kartou ČVUT-FEL K13138 v1.b. Optická závora se skládá ze dvou polovodičových prvků, emitoru a detektoru, emitor je dioda, detektor je fototranzistor. Emitor vysílá paprsek světla na detektor, který se při průchodu plného místa mezi drážkami kotouče přerušuje a tím se skokově mění výstupní napětí optické závory v rozsahu 5 V. Rotační inkrementální snímač Pepperl&Fuchs vysílá napěťové impulzy (-5V) v průběhu otáčení a značkovací pulz vždy jednou za otáčku.

43 Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení Snímače zdvihu ventilu K měření zdvihu ventilu při statické zkoušce byl použit lineární inkrementální snímač LARM MSL 3. Údaje tohoto snímače sloužily zároveň pro kalibraci snímače magnetického pole. Tato sonda měří délkové souřadnice. Sonda obsahuje osvětlovací systém s lineárními rastry a výstupní elektroniku. Optická informace o délkové poloze je převáděna na elektrické impulzy, tyto impulzy byly přivedeny na vstup čitačové karty Advantech PCL-833. Snímač MSL 3 obsahuje 4 lineární rastry vyleptané v desce spojené s hrotem snímače pro přesnost 5 µm je základní rozteč rastru 2 µm pro přesnost 1 µm je základní rozteč 4 µm. Rastry jsou vůči sobě posunuté, posunutím se zjemňuje krok snímače na 5 µm nebo 1 µm. V mém případě bylo rozlišení 5 µm. Deska s rastry se pohybuje proti čítacímu statorovému poli. Překrýváním pohybujících se rastrů se statorovými se při pohybu snímače skokově mění výstupní napětí světlocitlivého prvku mezi úrovněmi 5V. Výstupem s elektroniky snímače jsou dva základní signály, impulzy, posunuté o čtvrtinu periody. Umožňuje měřit s krokem 5 µm, pokud se dekódují oba kanály. K rozlišení, jedná-li se při pohybu hrotu k nárůstu nebo poklesu zdvihu, tedy smyslu pohybu, je rovněž nutná detekce obou kanálů, protože se porovnávají úrovně signálů na obou kanálech a podle údajů z předchozího inkrementu se podle pořadí změny úrovně vyhodnotí smysl pohybu v následujícím kroku. Oba kanály byly přivedeny na vstupy karty PCL-833. Magnetický snímač zdvihu X 87 byl použit k měření zdvihu ventilu při dynamické zkoušce. Jedná se o snímač s Hallovou sondou. Snímač je založen na měření magnetické indukce. Obsahuje polovodičový prvek, s tloušťkou kolem desetiny milimetru, s postranními kontakty, kterým se vede slabý přesně známý proud, na elektrony v prvku působí elektrická síla a ty se pohybují proti směru intenzity elektrického pole. Při vložení snímače do magnetického pole začne ve směru kolmém k vektoru rychlosti elektronů působit Lorentzova síla. Trajektorie elektronů se zakřivují a ty se přemisťují k jednomu boku prvku, to se projeví vznikem Hallova napětí mezi bočními stěnami. Toto napětí je přímo úměrné napájecímu proudu a magnetické indukci a nepřímo úměrné tloušťce polovodičového prvku.

44 Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení Snímač rychlosti ventilu K měření rychlosti ventilu byl použit laserový skenovací vibrometr Polytec PSV-4-B, používající helium neonový (He-Ne) laser. Tento laser vyzařuje paprsek červeného viditelného světla s vlnovou délkou λ 1 =& 633nm. Vibrometr užívá Dopplerova principu: Kmitočet f, přijímaný pevným pozorovatelem z přibližujícího se zdroje rychlostí v se zvyšuje na f + f, resp. se vzdalujícího zdroje se pak obdobně snižuje. Přitom platí známé, viz [23]: c c v c f + f = = c = f. (7) λ λ f f c v Využití tohoto principu tedy umožní měřit rychlost pohyblivého objektu v ose laserového paprsku Snímač zrychlení K měření zrychlení ventilu v rozvodovém mechanismu byl použit rázový akcelerometr Endevco Model 725A -2 Isotron. Akcelerometr byl použit dvojím způsobem. Při běhu rozvodového mechanismu poháněného dynamometrem nebo při buzení rozvodového mechanismu rázovým dějem. V obou případech, byl akcelerometr připevněn šroubovým spojením k ventilu. Podstatou činnosti akcelerometru je měření síly převedené na elektrický signál, která je vyvolána zrychlením seismické hmoty při pohybu objektu na kterém je připevněn akcelerometr. Seismická hmota je součástí akcelerometru. Síla je u většiny používaných akcelerometrů převáděna na elektrický signál prostřednictvím piezoelektrického jevu, elektrickým výstupem je v tomto případě náboj úměrný mechanickému účinku. Piezoelektrický krystal může být vystaven buď kombinaci tlaku/tahu nebo, jako v mém případě, smyku. Při běžném konstrukčním uspořádání bývá piezoelektrický člen jedním koncem upevněn na malou seismickou hmotu, druhým koncem na základnu, připevněnou na kmitající objekt a nesoucí zároveň ochranný kryt. Elektrody piezoelektrického čidla jsou vyvedeny na konektor, který je součástí krytu. Některé akcelerometry bývají vybaveny vestavěným nábojovým předzesilovačem. Kryt akcelerometru je hermeticky uzavřen pro použití v extrémních podmínkách a k zajištění teplotní stability. Akcelerometr, viz Obr , bez připevňovacího šroubu M2 váží 1,8 g, připojuje se dvouvodičovým kabelem. Elektronika vestavěná ve snímači posílá jeho nízkoimpedantní napěťový výstup stejným kabelem, kterým je snímač napájen. Citlivost snímače je 2 mv/g, rozsah měřeného zrychlení je ± 5 g. Frekvence, při které se uložení seismické hmoty dostane do rezonance je 85 khz, což je dáno konstrukcí snímače. Frekvenční rozsah snímače je 2 Hz 5 khz. Snímač by měl vydržet špičkové zrychlení až 1 g, což je jeho limit. Na Obr je uspořádání akcelerometru na ventilu. 1

45 Popis měřícího stanoviště a použitého zařízení 37 Obr : Akcelerometr Endevco Isotron model 725A -2 a jeho umístění na ventilu Měřící karty Karta ČVUT-FEL K13138 v1.b má tři vstupy pro měření okamžiků náběžných hran, časovou rozlišitelnost 5 MHz. Bylo tedy možné snímat okamžité otáčky v soustavě na třech místech. V případě pružné spojky toho bylo plně využito, snímaly se okamžité otáčky na obou stranách spojky, tedy dynamometru a vačkové hřídele, třetí signál sloužil pro záznam otáčkového pulzu, který sloužil současně jako spouštěč záznamu všech snímaných veličin (zdvih a rychlost nebo zrychlení) a vyhodnocovaly se z něj střední otáčky dynamometru. Záznamník karty je realizován pomocí naprogramované struktury hradlového pole Altera EP1K5. Ve vnitřní struktuře hradlového pole je naprogramován 28 bitový čítač, který každých 2 ns (5 MHz) inkrementuje svoji hodnotu. Dále je zde implementován detektor hrany na vstupních signálech, který v případě detekce hrany provede zápis času a přírůstku od předchozího inkrementu do paměti. Rozsah paměti karty je 1 MB. Zhruba po 4 s dojde k přetečení čítače, o této události se informuje zápisem značky TIME do paměti, čítač pak vynuluje čas a začíná od nuly. Po ukončení záznamu se obsah paměti vypíše do textového souboru. Ke kartě se vstupní signály připojují na konektor CAN 15. V prostředí Windows 2/XP je karta ovládána pomocí ovladače. Aplikační program nemá možnost přímého ovládání svým kódem, ale musí využít služeb nabízené ovladačem zařízení. Ke kartě byl dodán ovladač s knihovnou DDL, pomocí níž aplikační program ovládá kartu v plné šíři. Měřící karta PCL-833 je určena pro měření polohy, obsahuje tři 24 bitové čítače pro detekci obdélníkových pulzů a 16 MHz vnitřní hodiny. Na vstupy je možné přivést indexovou značku (trigger) a kartu využít pro měření úhlové polohy. Maximální frekvence obdélníkových pulzů na vstupech je 2,4 MHz. K záznamu průběhů analogových veličin byla použita měřící karta Keithley KPCI 31. Zaznamenáváno bylo výstupní napětí snímače magnetického pole, vibrometru a akcelerometru. Kromě vzorkování napětí časem, vzorkovací frekvencí 1 khz, které bylo využito při měření odezvy na ráz v rozvodovém mechanismu akcelerometrem a vibrometrem, umožňuje karta vzorkovat zaznamenávané napětí externími impulzy. Toho bylo využito při dynamickém měření zdvihu, rychlosti a zrychlení. Externí impulzy byly přiváděny z rotačního inkrementálního snímače spolu s pulzem s periodou jedné otáčky, který startoval záznam měřících karet.