S DE INYECCIÓN COMMON RAIL - tauja.ujaen.estauja.ujaen.es/bitstream/10953.1/5998/1/TFG_Foronda-Trillo... · sobre el proceso de inyección, ya que la bomba de este sistema genera

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UNIVERSIDAD DE JAÉN Escuela Politécnica Superior de Jaén

Trabajo Fin de Grado

SIMULACIÓN DE UN SISTEMA

DE INYECCIÓN COMMON-RAIL

Alumno: Foronda Trillo, Francisco Javier Tutor: Cruz Peragón, Fernando Antonio Dpto: Ingeniería Mecánica y Minera

Junio, 2015

Universidad de Jaén

Escuela Politécnica Superior de Jaén

Departamento de Informática

Don FERNANDO ANTONIO CRUZ PERAGÓN , tutor del Proyecto Fin de

Carrera titulado: SIMULACIÓN DE UN SISTEMA DE INYECCIÓN COMMON-

RAIL, que presenta FRANCISCO JAVIER FORONDA TRILLO, autoriza su

presentación para defensa y evaluación en la Escuela Politécnica Superior de

Jaén.

Jaén, Junio de 2015

El alumno: Los tutores:

Francisco Javier Foronda Trillo Simulación de un sistema de Inyección Common-Rail

2 Escuela Politécnica Superior de Jaén



Terminología



Término Unidades SI

q valor de flujo m3/s

q0 valor inicial de flujo m3/s

qn+1 valor de flujo en instante n+1 m3/s

R fricción N

P presión Pa

X posición m

u ó v velocidad de flujo m/s

a velocidad del sonido m/s

densidad del fluido kg/m3

viscosidad cinemática del fluido m2/s

qA caudal de entrada m3/s

qE caudal de salida m3/s

A área de paso m2

cd coeficiente de descarga

h entalpía kJ/kg

V volumen m3

t tiempo s

Vc ó VVc volumen de control m3

flujo másico kg/s

velocidad de flujo m/s

Q flujo volumétrico m3/s

Variación temporal presión Pa/s

E módulo de Bulk kg·s/m3

α coeficiente de dilatación ºC-1

ref densidad referencia del fluido kg/m3

ref presión referencia del fluido Pa



ref temperatura referencia del fluido K

Usistema energía interna sistema kJ/kg

H entalpía kJ/kg

Q calor kJ/kg

W trabajo kJ/kg

c calor específico kJ/kgK

Variación temporal temperatura K/s

vapor Variación temporal volumen de vapor m3/s

Ain sección de entrada m2

Aout sección de salida m2

Athr sección de throttle m2

Anom sección conducción m2

coeficiente de resistencia al flujo

r radio m

tensión rozamiento viscoso N/m2

D(t) función de amortiguamiento

Aguide sección guide de aguja m2

Aseat sección asiento o sección de paso en asiento m2

z altura m

cc coeficiente de contracción

cv coeficiente de velocidad

cfluido coeficiente de amortiguamiento fluido N/(m/s)

xL ó L longitud tubería m

viscosidad dinámica kg/(m/s)

Rb radio del barell m

Rp radio piston m

I intensidad de corriente A



constante de permeabilidad del medio o coeficiente de rozamiento

N número de espiras

V voltaje V

xgap hueco entre polos y electroválvula m

Xlift máximo recorrido m

k constante de rigidez N/m

c ó b coeficiente de amortiguamiento N/(m/s)

[número] referencia bibliográfica



Contenido



1. INTRODUCCIÓN………………………………………………………………………..11

1.1. Objetivos………………………………………………………………………………..13

1.2. Introducción al sistema Common-Rail……………………………………………….14

1.2.1. Descripción del sistema………..…………………………………………….14

1.2.2. Tipos de inyectores empleados……………………………………………...15

1.2.3. Estado del arte…………………………………………………………………14

2. METODOLOGÍA………………………………………………………………………..19

2.1. Modelos matemáticos generales ……………………………………………………21

2.1.1. Modelo transitorio………………………………………………………………21

2.1.2. Modelo unidimensional transitorio conducciones…………………………..23

2.1.3. Modelo cero-dimensional en depósitos……………………………………...27

2.1.4. Modelo de descarga entre depósitos…………………………………………27

2.2. Modelos matemáticos elementos…………………………………………………….29

2.2.1. Volumen Standard (Standard Volume)………………………………………29

2.2.2. Orificio Standard (Standard Orifice) flujo isotermo ………………………. 35

2.2.3. Línea de Laplace………………………………………………………………..40

2.2.4. Pistón Rígido…………………………………………………………………….45

2.2.5. Aguja con un grado de libertad (Needle 1 DOF)…………………………....48

2.2.6. Tobera del inyector (Nozzle SAC)…….……………………………………...52

2.2.7. Modelo de fugas…………………………………………………………………55

2.2.8. Válvula corredera (Slide Valve).……………………………………………….59

2.2.9. Solenoide (Solenoid Armature Basic Model)..……………………………….59

2.2.10. Actuador Piezoeléctrico (Stack piezoelectric Actuator).…………………….63

2.2.11. Elementos frontera……………………………………………………………...69

2.3. Programa AVL Boost Hydsim…………………………………………………………..70

2.3.1. Esquema inyector con electroválvula de solenoide ………………………...70

2.3.1.1. Descripción del esquema……………………………………………..71

2.3.1.2. Descripción elementos del esquema………………………………..72



2.3.2. Esquema inyector con piezoeléctrico…………………………………………85

2.2.2.1. Descripción del esquema……………………………………………..86

2.2.2.2. Descripción elementos del esquema………………………………..86

2.4. Análisis del estudio………………………………………………………………………88

2.4.1. Influencia del diámetro de la tobera (Nozzle)….…………………………….88

2.4.2. Influencia del diámetro de un agujero de spray (Spray Hole)..…………….89

2.4.3. Influencia del coeficiente de descarga de la tobera (Nozzle).……………...89

2.4.4. Influencia presión de raíl y tiempo de inyección……………………………..90

2.4.5. Influencia del número de Spray Holes…………………………………………92

2.4.6. Influencia fuerza magnética solenoide…………………………………………92

2.4.7. Comparativa con esquema piezoeléctrico…………………………………….92

2.5. Variables de salida a analizar….…………………………………………………………93

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN……………………………………………………………95

3.1. Influencia del diámetro la tobera (Nozzle)……………………………………………….97

3.2. Influencia del diámetro de un agujero de spray (Spray Hole)………………………...101

3.3. Influencia del coeficiente de descarga de la tobera (Nozzle)…………………………104

3.4. Influencia presión de raíl y tiempo de inyección……………………………………….108

3.4.1. Presión en el raíl……………………………………………………………………108

3.4.2. Tiempo de apertura-cierre electroválvula……………………………………….111

3.5. Influencia del número de agujeros de spray (Spray Holes)…………………………..112

3.6. Influencia fuerza magnética solenoide………………………………………………….114

3.7. Comparativa con esquema piezoeléctrico……………………………………………..117

3.8. Análisis de tendencias ……………………………………………………………………119

4. CONCLUSIONES………………………………………………………………………….123

5. REFERENCIAS Y BIBLIOGRAFÍA………………………………………………..……127

6. ANEXOS…………………………………………………………………………………….131

6.1. Anexo 1. Parámetros de entrada esquemas…………………………………………..133

6.2. Anexo 2. Tabla combinatorias…………………………………………………………..136

6.3. Anexo 3. Resultados comparativas…………………………………………………….137





Capítulo 1

INTRODUCCIÓN





INTRODUCCIÓN

1.1. Objetivos del TFG

El principal requisito a cumplir en la realización de este TFG es el análisis de la

inyección de un sistema Common-Rail, basando dicho estudio en el uso del software

de simulación AVL BOOST Hydsim.

El primer objetivo es el diseño del esquema básico de la simulación, teniendo en

cuenta dos sistemas de control de la inyección:

1. Inyector con electroválvula (solenoide)

2. Inyector piezoeléctrico

El segundo objetivo es la realización de un análisis de la influencia en el inyector

de solenoide en función de tres variables del sistema:

1. Diámetro del Nozzle

2. Diámetro del Spray Hole

3. Coeficiente de descarga en el Nozzle

Dicho análisis constará de 33 = 27 combinatorias diferentes, tres variables con

tres valores cada una, de forma que se establecerán dos variables fijas y una no fija

para estudiar el efecto de cada una de ellas por independiente en cada

combinatoria.

También se estudiará la influencia de la presión en el raíl, la influencia del tiempo

de la apertura y cierre del solenoide, la fuerza magnética que influye en el esquema;

así como la influencia del uso de diferente número de agujeros de spray de la tobera

del inyector.

Por último se hará una comparativa entre ambos esquemas, con el objetivo de

determinar que inyector se comporta mejor para unas determinadas condiciones.



Los principales resultados de la simulación serán: presión en el Nozzle SAC,

flujo másico de inyección, masa inyectada por ciclo, altura de la aguja; así como

posiciones de la válvula y algunos otros factores interesantes en el estudio.

1.2. Introducción al sistema Common-Rail

1.2.1. Descripción de los sistemas Common-Rail

Hasta la creación del sistema Common-Rail (CR), los sistemas de inyección

multipunto convencionales diésel (mecánicos) debían proporcionar alta presión y

caudal mediante bombas de inyección en línea o rotativas de forma independiente

para cada inyector mecánico (en cada ciclo de cada inyector, tenían que generar esa

presión).

La introducción del sistema electrónico Common-Rail permitió un mayor control

sobre el proceso de inyección, ya que la bomba de este sistema genera la alta

presión y la acumula en un rail (raíl común) de forma que todos los inyectores

disponen de esta presión en todo momento a diferencia de los sistemas mecánicos.

El sistema consta de una bomba de alimentación de combustible situada en el

depósito que presuriza el combustible hasta la entrada a la bomba de inyección del

CR (de accionamiento mecánico), donde se eleva la presión en el raíl común hasta

valores de entre 500 y 2000 bares aproximadamente. El raíl consta de un sensor de

presión controlado por la ECU que limita el valor máximo admisible, derivando el

combustible hacia el tanque en caso de superar dicho valor.

La ECU (Engine Control Unit) controla los tiempos de inyección mediante la

apertura o cierre de las válvulas de los inyectores, en función de una serie de

parámetros de entrada como son la posición del pedal, la velocidad del motor,

temperatura, caudal de aire (medido por un caudalímetro)…

Un esquema de este sistema es mostrado en la ilustración:



Figura 1.1. Referencia [1]: http://es.wikipedia.org/wiki/Common-rail

1.2.2. Tipos de inyectores principales

Dentro de la inyección electrónica, se pueden encontrar varios tipos de

inyectores, de los cuales se estudiarán estos dos casos:

1. Inyector accionado por electroválvula (solenoide)

http://es.wikipedia.org/wiki/Common-rail



Figura 1.2. Referencia [2]: Sistemas de inyección diésel por acumulador

Common Rail .Editorial: ROBERT BOSCH GMBH 2002

Es un tipo de inyector controlado electrónicamente mediante una unidad ECU. El

flujo de combustible procedente del raíl común a alta presión se bifurca en dos

conducciones, una hacia el volumen de control y otra por el canal de afluencia de

combustible hacia el volumen del Nozzle (Tobera). La alta presión en el volumen de

control mantiene la aguja del inyector en su posición de cierre.

El funcionamiento del inyector se basa en el electromagnetismo inducido

mediante el paso de una corriente a través de los polos del solenoide, desplazando

la válvula controlada, lo cual provoca una bajada de presión en el volumen de

control, permitiendo el desplazamiento de la aguja del inyector hacia la posición de

apertura, provocando la inyección en la cámara de combustión. El combustible que

atraviesa la electroválvula vuelve al tanque de combustible.

2. Inyector accionado por sensor piezoeléctrico



Figura 1.3. Referencia [3]: http://www.fbelectronica.com/Infosistemas/Sistemas

Diesel/Common rail.html

Este tipo de inyector tiene la misma función que el de electroválvula solenoide,

con la diferencia en que en vez del uso de un solenoide, se utiliza un material

piezoeléctrico. El esquema básico sería como el anterior, con la diferencia de que la

introducción de un voltaje en el actuador piezoeléctrico de entre 100-150V va a

provocar una elongación de dicho material, empujando al émbolo acoplador que por

acción hidráulica empujará a la válvula que controla la bajada de presión en el

volumen de control.

1.2.3. Estado del arte

La aparición de ordenadores en torno a 1960 capaces de trabajar con

ecuaciones diferenciales no lineales fue el comienzo del modelado numérico de

sistemas de inyección diesel [referencia 13]. El progreso conseguido hasta la

http://www.fbelectronica.com/Infosistemas/Sistemas%20Diesel/Common%20rail.html




actualidad ha permitido la resolución de problemas diferenciales con una gran

aproximación a la realidad, siendo de gran utilidad en el ámbito de la ingeniería.

Han sido muchos los trabajos de investigación en el ámbito de la inyección

diesel.

De entre todos ellos, cabe destacar el realizado en 1971 por Andrew Rosselli y

Pat Badgley ingenieros pertenecientes a Cummins Co.,Inc [referencia 13]. A

diferencia de otros trabajos, el simulador del sistema de inyección diesel que

publicaron no tenía en cuenta la línea de alta presión desde la bomba al inyector,

haciendo mucho más sencillo la resolución del sistema al obviar las ecuaciones de

conservación de la masa y cantidad de movimiento de dicha conducción. Además,

consideraban constante el módulo de compresibilidad del fluido con la presión. Los

resultados de este trabajo fueron bastante próximos a los experimentales.

Otro trabajo realizado en el mismo año fue el de E. Benjamin Wylie, Jay A. Bolt y

Mohamed F.El-Erian [referencia 13], pertenecientes a la universidad de Michigan.

Este simulador de la inyección utilizaba métodos numéricos que optimizaran el

tiempo de cálculo como sistemas de ecuaciones algebraicas y métodos de

expansión basados en Runge-Kutta. Para resolver la línea de conducción

empleaban el método de las características.

Además de estos, existen numerosos trabajos relacionados con la simulación de

sistemas de inyección diesel, los cuales definen el estado del arte del estudio de

este TFG.



Capítulo 2

METODOLOGÍA





METODOLOGÍA

2.1. Modelos matemáticos generales

2.1.1. Modelo transitorio

La necesidad de estudiar la variación temporal del flujo en el inyector (modelo

transitorio) nos lleva al uso computacional de métodos iterativos, ya sean de

diferencias finitas o cualquier otro derivado del mismo. Cabe mencionar que el

Modelo iterativo temporal del flujo empleado en este estudio es el método

explícito de Runge Kutta-Gill de orden 4 [referencia 14].

El flujo en nuestro estudio de todos los elementos hidráulicos que intervienen en

el proceso es calculado mediante el método explícito de Runge Kutta-Gill de orden

cuatro. Este método resuelve un problema de valores iniciales con ecuación

diferencial ordinaria:

(1)

Donde q = valor de flujo

q0= valor inicial de flujo

Si representa el valor de flujo para el instante actual , para un incremento

temporal , el valor de flujo en el siguiente instante de tiempo

será:



(2)

Donde los valores de k característicos de este método representan pendientes:

representa la pendiente al principio del primer intervalo (en el

instante n)

representa la pendiente de la función de flujo en

el instante intermedio entre n y n+1.

( √ )

√ representa de nuevo la

pendiente de la función en el instante intermedio entre n y n+1, usando el valor de

pendiente y .

√

√ es el valor de pendiente en el

instante n+1.

El resto de variables de cada elemento dependerán de este flujo, luego de esta

forma tendremos definida la variación temporal de las distintas variables del modelo

del elemento.



2.1.2. Modelo unidimensional transitorio conducciones

Para el caso del cálculo de las conducciones, el modelo unidimensional

empleado en las conducciones de este TFG utiliza en su discretización el algoritmo

de Michael Kroller, el cual resuelve el problema de condición de frontera e inicial

impuesto por las ecuaciones de Allievi. Estas ecuaciones, de uso común en las

simulaciones de fluidos, son las siguientes:

(3)

Donde R = fricción

P = presión

x = posición

= velocidad del fluido

a = velocidad del sonido

= densidad del fluido.

Las condiciones de frontera e iniciales para este problema son:



La resolución de este problema se realiza gracias al descubrimiento de este

algoritmo. Otros métodos que podrían ser también empleados son el de D‟Alembert

(con una estimación de fricciones), el de las características, el de Godunov o el de

MacCormack para dos fases.

Este método considera un modelo de propagación de ondas de presión basado

en integrales de Volterra. A diferencia de otros métodos como del de D‟Alembert que

consideran una estimación de la atenuación de la onda de presión entre la entrada y

la salida de la conducción y despreciando el término de fricciones en las ecuaciones

de Allievi lo que puede provocar una violación de la conservación de masa, el

algoritmo de Kroller si tiene en cuenta el uso del término de fricción no estacionaria

de Melcher.

Kroller [referencia 6] define las condiciones de frontera del caudal a la entrada

(A) y salida (E) de la conducción del siguiente modo:

(

) (

) (

) (

)

(

) (

) (

) (

) (4)

(

) (

) (

) (

)

(

) (

) (

) (

) (5)

Donde A es el área de paso, es la densidad del fluido.



Donde los valores de y son:

; ,

(6)

donde es la viscosidad del fluido.

Los valores de las integrales que determinan la amortiguación de la onda de

presión, que son de tipo Volterra, se expresan a continuación:

∫

∫

∫

∫

(7)

∫

∫

Y las constantes de las integrales tienen la siguiente expresión:

√

(8)



Las funciones variables del tiempo de la integral son:

*

+ (9)

Finalmente, Kroller determina que el valor de los puntos intermedios tanto de

presión como de caudal discretizados temporalmente en función de los valores

frontera da lugar a una ecuación de tipo explícito para presión y caudal intermedios:

(

)

(

)

(10)

(11)

Donde (

) (

)

(

) (

)

(

) (

) (

) (

) (12)



2.1.3. Modelo cero dimensional en depósitos

El modelo matemático empleado en los volúmenes de control es el modelo de

zona cero en depósitos (cero-dimensional), de forma que todas las propiedades

del fluido presentan igual valor en todo el volumen de control independientemente de

la posición espacial en que se encuentren. De esta forma se consigue simplificar

computacionalmente el estudio del depósito.

2.1.4. Modelo de descarga entre depósitos

Además, el modelo de descarga entre depósitos y conducciones se hará

sencillo, ya que si consideramos la conexión entre volumen y conducción como

descarga en una tobera isentrópica:

Figura 1.4. Referencia [4]: Libro de Apuntes de Ingeniería Térmica Universidad de

Jaén. Autor: José Manual Palomar Carnicero; Vicente Montoro; Fernando Cruz Peragón



Existe una relación entre los flujos de masa real e isentrópico debido a las fricciones,

cuyo valor es el coeficiente de descarga de la tobera:

(13)

Donde los valores de presión en 1 y 2 serán conocidos y donde el flujo isentrópico es:

y √ (14)

Y si además tenemos en cuenta que según la teoría linear acústica la variación de

densidad con la presión en un flujo isentrópico dará lugar a un valor constante e igual a la

velocidad del sonido:

(

)

(15)

Tendremos pues definidas todas las propiedades del primer punto a la entrada de

la conducción 2 ( ) en función del punto 1 del depósito, de forma que conoceremos el

flujo real en 2.



2.2. Modelos matemáticos de los elementos [5]

2.2.1. Volumen Standard (Standard Volume)

El Standard Volume [referencia 5] representa un depósito o volumen de control

de paredes rígidas que contiene una serie de entradas y salidas a través de las

cuales se transmite caudal, como se muestra en el siguiente esquema:

Figura 2.1. Referencia [5]: Manual Boost Hydsim

Cumple con el modelo de zona cero en depósitos. Si consideramos un flujo

isotermo en el que todas las propiedades del combustible, que además

consideramos incompresible, dependen únicamente de la presión (densidad,

viscosidad, tensión superficial) y no de la temperatura o el tiempo.

Partiendo de esta base, y considerando la ecuación de continuidad:

*∫

+

*∫

+⏟

∫ [ ] ⏟

(16)



Desarrollando el término 1 para un fluido incompresible:

*∫

+

⏟

(17)

donde Vc es el volumen de control invariable con el tiempo.

Y desarrollamos el término 2:

∫ [ ]

∫ ⏟

* ⏟

+

∑ ( ⏟

⏟

⏟

⏟

) (18)

Uniendo ambos términos desarrollados:

∑ ( )

(19)

Y despejando , teniendo en cuenta que

(

)

(módulo de Bulk),

obtenemos el cambio de presión que sufre el volumen de control con el tiempo [5]:



∑ ( )

(20)

Además, el volumen varía según la coordenada x según:

(21)

En cambio, para el caso de un flujo no isotermo, en el que las propiedades del

fluido dependen de la presión y temperatura, por tanto un fluido compresible.

Partiendo de la ecuación 16:

* ∫

+

*∫

+⏟

∫ [ ] ⏟

Partiendo de la ecuación del coeficiente de dilatación α de un fluido:

(

) (22)



Si , haciendo ecuación en derivadas parciales:

(

) ⏟

(

) ⏟

Y ordenando los términos:

Integrando esta ecuación:

∫

∫

∫

Considerando un módulo de Bulk independiente de P y un coeficiente de

dilatación independiente de la T, obtenemos una expresión aproximada para la

densidad de un líquido [ referencia 5]:

( )



El software Hydsim obtiene dos ecuaciones, una para la variación de la presión

con el tiempo y otra para la variación de la temperatura con el tiempo. Si

consideramos la derivada de la ecuación diferencial 24 en función del tiempo:

Donde

(

)

Despejando

( )

Para obtener la temperatura del Vc en función del tiempo , partimos del

primer principio de la termodinámica para sistemas abiertos:

Donde , donde m y T son la masa y la temperatura en el Vc.



El trabajo en unidades de potencia al que se expone el volumen de control es el

trabajo de expansión que sufre el volumen de control como sistema cerrado:

∫

Donde P=presión en el volumen de control, y en los flujos de entrada y salida

próximos al volumen de control.

Y donde

( ∫ ⏟

∫ ⏟

)

Criterio de signos: compresión +, expansión -. Calor que entra -, calor que sale

+.

Reordenando y sustituyendo términos, el primer principio queda como:

(∑ ) ∑

Donde

∑



Sustituyendo en la ecuación anterior y despejando (t), obtenemos:

(∑ ) ∑

En cuanto al modelo de cavitación, dado que si el fluido alcanza el estado de

cavitación su presión desciende en el cambio de estado hasta la presión de vapor

manteniéndose constante, luego se produciría una violación de la ecuación 12. La

forma de corregirlo es añadir otro término que tenga en cuenta la velocidad de

generación de vapor [5]:

∑( )

2.2.2. Orificio Standard (Standard Orifice) flujo isotermo

El Standard Orifice [referencia 5] simula una conducción en flujo isotermo con

una placa-orificio para medición de caudal por presión diferencial entre la entrada y

salida. El esquema del mismo es el siguiente:



Figura 2.2. Referencia [5]: Manual Boost Hydsim

Donde son las áreas de paso a la entrada, salida y en el throttle

respectivamente. son los coeficientes de resistencia al flujo, que se

determinan experimentalmente (Referencia [5]: manual Boost Hydsim).

Dado que el cálculo de las ecuaciones de flujo puede hacerse tanto isotermo y

como no isotermo, y puesto que la temperatura no es un factor importante en

nuestro estudio.

Si consideramos pues el caso isotermo, con un modelo unidimensional a partir

de la ecuación de Bernoulli, en el tramo desde la entrada a 1:

1. Tramo entrada-1 [5]:



Flujo positivo (de input a output)

El coeficiente de resistencia al flujo siempre va a producir una pérdida de carga,

referida siempre a la velocidad de la sección de menor área de paso. En este caso,

va a producir una disminución de la presión , que al ordenar queda sumado en el

término de la derecha de la igualdad:

Sustituyendo los términos de velocidad por caudal y despejando el diferencial de

presión:

*

+

⏟

Flujo negativo (de output a input)

En este caso, para contabilizar la pérdida de carga, el coeficiente de resistencia,

referido de nuevo a la velocidad de menor área de paso, produce una disminución

de la presión .



Sustituyendo los términos de velocidad por caudal y despejando el diferencial de

presión:

*

+

⏟

2. Tramo 1 a 2 [5]:

En este caso, la pérdida de carga viene contabilizada por el coeficiente de

resistencia en el orificio, referido a la velocidad en dicho orificio.

Flujo positivo: Flujo negativo:

*

+

⏟

*

+

⏟

3. Tramo 2 a output [5]:



En este caso, la pérdida de carga viene contabilizada por el coeficiente de

resistencia en la expansión, referido a la velocidad en el menor área de paso.

Flujo positivo:

*

+

⏟

Flujo negativo:

*

+

⏟

Juntando todas las ecuaciones de flujo positivo por un lado, y las de flujo

negativo por otro lado, obtenemos las expresiones de caudal de flujo positivo y



negativo a través de la conducción en función de las presiones de entrada y salida

[5]:

√

√

√

√

2.1.3 Modelo matemático línea de Laplace

Este elemento representa un modelo unidimensional de una conducción de

forma circular resuelto mediante el algoritmo de Kroller [6]. Las pérdidas por fricción

no estacionarias son calculadas por el método de Melcher [7].

Consideraciones que se tienen en cuenta en la demostración [5]:

El fluido es ligeramente compresible, para poder usar la teoría linear acústica.

La velocidad del fluido es tangente a las líneas de corriente

Se asume como modelo de flujo el de un cilindro de radio r

La fricción es independiente de la coordenada x.

Variación de la temperatura despreciable

Flujo unidimensional

Flujo puede ser laminar o turbulento

Partiendo de las ecuaciones de conservación en coordenadas cilíndricas:

1. Continuidad en coordenadas cilíndricas:



2. movimiento en coordenadas cilíndricas:

[

]

*

(

)+

3. movimiento en cilíndricas:

[

]

*

(

)+

Donde son las velocidades en la dirección x y r respectivamente.

Si tenemos en cuenta las siguientes suposiciones [5]:

Que la velocidad en x es mucho mayor que en r: . Consideramos pues

modelo unidimensional. Debido a esto, la ecuación de cantidad de movimiento en r

queda en:

. Eliminamos esta ecuación (términos de segundo orden),

luego asumimos que la presión en la sección de la tubería (dirección r) es solo

dependiente de x y t.



Los términos convectivos de la aceleración

y

en la ecuación cantidad

de movimiento en x también se pueden despreciar, ya que son mucho menores al

término de aceleración local

.

En la parte derecha de la igualdad de la ecuación de movimiento en x,

despreciamos los términos

y

(

) ya que son despreciables frente a la

variación de v con r.

En la ecuación de continuidad, despreciamos los términos de variación de

densidad con x y r (densidad uniforme).

Las ecuaciones de cantidad de movimiento y continuidad quedan simplificadas a

las ecuaciones de Allievi:

*

+

Debido a que existen tres variables en estas ecuaciones: P, v, necesitamos

otra ecuación para encontrar una solución al sistema, luego usamos la ecuación de

estado derivada de la teoría lineal acústica [5]:

(

)

Ahora asumimos que el flujo a través de la conducción es isotermo, pues no

interviene el factor temperatura ya que no hay calor (isentrópico) ni trabajo externo



en la conducción, todas las propiedades del fluido (densidad, viscosidad y velocidad

del sonido) son constantes y consideradas iguales al valor inicial de la simulación.

Con unas simples transformaciones usando esta última ecuación, las ecuaciones

de cantidad de movimiento en x y continuidad quedan como (ecuaciones de Allievi

[5]):

*

+

⏟

Donde el término de la derecha de la ecuación de movimiento es la fricción R,

que va a depender del modelo de fricción empleado:

Sin fricción: R=0

Con fricción no estacionaria: incremento de la fricción que se amortigua con el

tiempo hasta alcanzar un valor estable. Aplicamos el Método de Melcher [7] (no

estacionario)

Consideramos un sistema de coordenadas cartesianas para encontrar una

solución a la fricción, más sencillo que el de coordenadas cilíndricas:

∬ (

)



Donde A es el área sometida a fricción.

Melcher asume que la fuerza de fricción media depende de la tensión cortante

en la pared (por tanto no influyen las tensiones cortantes en el interior de fluido, perfil

uniforme), y es independiente de la coordenada x (por tanto también de la presión en

la conducción, pues p=p(x), quiere decir que la fricción va a ser la misma en

cualquier punto de la conducción a lo largo de su longitud), luego sustituyendo lo

anterior, y añadiendo un término que me tenga en cuenta esa amortiguación de la

fricción con el tiempo, llega a la siguiente solución [5]:

∫

Donde la función de amortiguamiento ∑

, con como

raíces de la función de amortiguamiento de Bessel de orden 0, y el instante en que

la función de amortiguamiento se hace estable (cuando el flujo se ha desarrollado

completamente o lo que es lo mismo, deja de haber variaciones temporales de la

velocidad).

A partir de las ecuaciones de Allievi y el modelo de fricción de Melcher, Kroller

obtiene el algoritmo expuesto en el capítulo 2.

Los coeficientes de resistencia de expansión y contracción son análogos a los

explicados en el modelo matemático de standard orifice.



2.1.4. Modelo matemático Pistón rígido

El modelo matemático del pistón rígido consiste en un movimiento con un grado de

libertad con el siguiente diagrama de fuerzas, donde todas las fuerzas están referidas a la

coordenada local x del pistón.

Figura 2.3. Diagrama de fuerzas pistón

Donde son fuerzas de precarga a la entrada y salida del pistón, son las

fuerzas de rigidez y amortiguamiento que producen los elementos conectados al pistón a la

entrada y salida; es la fuerza de rozamiento viscoso entre la pared y el pistón;

es la fuerza de rozamiento seco con la pared; es la fuerza hidráulica a la

entrada y salida; es la fuerza de parada ejercida sobre el pistón por el amortiguamiento

y la rigidez del fluido a la entrada y salida del pistón.

Las ecuaciones del movimiento de un pistón rígido son [5]:

∑



∑ [ ( )⏟

( )⏟

( )]⏟

( )

⏟

∑ [ ( ) ( ) ( )]

( )⏟

∑ * ( ) ( ) ( )+

( )

⏟

∑ * ( ) ( ) ( )+

( )

⏟

∑ ( )

∑ ( )

(55)

Para explicar los cambios de coordenadas que se producen, hacemos referencia a la

siguiente ilustración:



Figura 2.4. Coordenadas locales-globales

Cada i-elemento tiene una dirección, que no tiene por qué coincidir con sus

coordenadas locales.

El término 1 hace referencia al paso de la coordenada local x de velocidad del pistón a

la coordenada de la dirección del i-elemento, el término 2 al paso de la coordenada local x

del i-elemento a la coordenada de la dirección del i-elemento. Para los términos de

velocidad en y ocurriría igual. Una vez que tenemos todos los términos en la dirección del

elemento i, hacemos un último cambio a coordenadas locales del pistón (multiplicamos todo

por ( ), para que de esta manera tengamos las fuerzas que ejercen los i-j-

elementos sobre las coordenadas locales de nuestro pistón.

Además, cabe decir que la masa m incluye un 33% de las masas de los muelles de las

conexiones al pistón.

Resto de fuerzas:

La fuerza hidráulica ejercida por fluidos a la entrada y salida del pistón es [5] =

1.

2. , siendo la máxima distancia del movimiento

del pistón.

3.

Las fuerzas de parada vienen determinadas por un modelo de parada, el cual

puede ser lineal, pseudolineal o no lineal (consultar manual Boost Hydsim).

La fuerza de rozamiento viscoso viene determinada en el caso en que al pistón

se le acople un modelo de fugas.

La fuerza de fricción de Coulomb es un parámetro de entrada.



2.1.5. Aguja con un grado de libertad (Needle 1 DOF)

El diagrama de fuerzas que actúa sobre la aguja con un grado de libertad es el

siguiente:

Figura 2.5. Diagrama de fuerzas Needle. Referencia [5]: Manual Boost Hydsim

Las ecuaciones del movimiento de la aguja para el modelo rígido son similares a

las del modelo del pistón rígido. Estas ecuaciones son [5]:

∑



∑ [ ( ) (

) ( )]

( )

∑ [ ( ) (

) ( )]

( )

∑ * ( ) (

) ( )+

( )

∑ * ( ) (

) ( )+

( )

∑ ( )

∑ ( )

Donde y representan las fuerzas hidráulicas que actúan sobre la

aguja tanto a la entrada como a la salida. Las ecuaciones que determinan estas

fuerzas son:

1. Fuerza hidráulica a la entrada [5]

Donde es la fuerza que ejerce la presión en la entrada sobre la sección

anular entre Aguide y Aseat [5]:



( )

Y es la fuerza que ejerce la presión a la entrada sobre la punta de la aguja

del inyector y su ecuación viene dada por:

Donde es la fuerza que ejerce la presión del SAC Volume de ecuación:

Y es la fuerza hidráulica que actúa a lo largo del asiento de la aguja y su

expresión para una presión en el asiento de valor constante es:

También se puede seleccionar un cálculo interno para obtener una función de

distribución de la presión a lo largo del asiento, dependiente del caudal existente en

el asiento.



2. La fuerza es la fuerza hidráulica generada por la presión a la salida y

su expresión es:

3. son las fuerzas del modelo de parada a la entrada y salida.

4. es la fuerza de coulomb, y es la fuerza de rozamiento viscoso

entre la aguja y la pared del cilindro, determinada con un modelo de fugas.

5. es la fuerza de precarga del muelle conectado a la aguja. Se calcula en

función de un nuevo parámetro: la presión crack del nozzle, que es la presión del

nozzle Volume a la cual comienza la apertura de la aguja. Y que es la

presión en el asiento en el instante de la apertura [5]:

( )

6. es la fuerza de amortiguamiento producida por el fluido en el asiento de

la aguja. Su expresión es la siguiente [5]:

Donde es el coeficiente de amortiguamiento del fluido en el asiento.



2.1.6. Tobera del inyector (Nozzle SAC)

La geometría característica del Basic SAC Nozzle Orifice viene dada por la


Figura 2.6. Geometría Nozzle. Referencia [5]: manual de Boost Hydsim.

Donde es el ángulo del asiento; es el ángulo de la punta de la aguja;

es el diámetro de la punta de la aguja; es el diámetro de la geometría SAC;

es el diámetro de una agujero de spray; es la longitud del agujero de

spray; es la altura máxima de la aguja; y y son las áreas de paso

tanto en el asiento como en el agujero de spray.

Para entender el modelo matemático del Basic SAC Nozzle Orifice, basta con

partir del teorema de Torricelli [8]:



Si consideramos un depósito con un orificio de salida en el fondo tal que así:

Figura 2.7. Teorema de Torricelli

Por el principio de Bernoulli entre la posición 1 y 2:

donde

Despejando la velocidad en el orificio:

√ √

Sabiendo que el caudal a través del orificio es:

⏟

√

√



Donde es el área de paso real de fluido (que es algo menor al área de

paso del orifico A pues el chorro sufre una contracción); es el coeficiente de

contracción del área de paso; es el coeficiente de pérdida de velocidad; y es el

coeficiente de descarga del orificio.

Si dicho caudal (ecuación 67) lo adaptamos a nuestro Nozzle, queda de la

siguiente forma:

√

√

Además, Hydsim considera que los coeficientes de descarga del asiento y de los

spray holes son iguales = .

Hydsim trabaja básicamente con tres puntos: la entrada (input), el SAC (modelo

cero dimensional) y la salida (output). El cálculo interno de áreas efectivas de paso

del asiento y spray holes ( ) es de la siguiente manera [5]:

Si

Si

(

)

Si

La presión en el volumen SAC se calcula igualando los caudales a través del

asiento y del spray hole:



Despejando [5]:

La potencia de inyección se calcula como

2.1.7. Modelo de fugas

EL software AVL BOOST Hydsim considera oportuna la utilización de la ley de

Hagen-Poiseuille como modelo de fugas, debido a la estimación de flujo laminar

estacionario en el caso del hueco existente entre un cilindro y un pistón.

Dicha ley, que considera un flujo volumétrico laminar estacionario de un líquido

incompresible y uniformemente viscoso en una tubería, se formula como [9]:

Donde V es el volumen del líquido por unidad de tiempo t , r es el radio de la

tubería, ΔP es la caída de presión entre los dos extremos, la velocidad media

del fluido a lo largo del eje x, η es la viscosidad dinámica y L la longitud de la



tubería. (referencia [6]: Wikipedia). El perfil de velocidad que se desarrolla en el

hueco entre cilindro y pistón es el siguiente:

Figura 2.8. Desarrollo flujo laminar. Referencia [5]: Boost Hydsim UsersGuide

Donde pin es la presión del flujo a la entrada, pout la presión del flujo a la salida, vb

la velocidad del barell (contenedor, que en nuestro caso será un clindro), vp la

velocidad del pistón, Db el diámetro del barell y Dp el diámetro del pistón.

AL principio de la conducción anular, el perfil de velocidad es lineal, depende

uniformemente de la velocidad de las paredes. Una vez que los esfuerzos viscosos

actúan sobre dicho perfil, comienza a ser parabólico, entonces podemos hablar de

perfil laminar desarrollado.

Para obtener el valor de caudal a lo largo de la conducción anular, partimos de la

ecuación de Navier-Stokes [5]:

[

] *

+

Como nuestro perfil de velocidad v=vx(y), esta ecuación queda reducida a:



*

+

Integrando v:

∬

∫(

)

Para las condiciones y=Rp v=vp ; y=Rb v=vb

Obtenemos que [5]

[

( )]

Y si además asumimos que la presión es función lineal de la distancia x:

Siendo L la longitud de la conducción anular. El caudal lo obtenemos integrando

dicha velocidad entre los radios del pistón y el barell:



∫

[

(

)

( )(

)

(

)]

( ) *

( )+ (

)

Además del caudal, el software Hydsim hace el cálculo de las fuerzas de

rozamiento viscoso [5]:

Donde

[

( ) ]

Para el caso de y=Rp, la fuerza de rozamiento viscoso queda como:

( )

( )

Para el caso y=Rb:

( )

( )



2.1.8. Válvula corredera (Slide Valve)

Es un tipo de válvula de control que debe ir acoplada al movimiento de un pistón

o solenoide, ya que por sí sola no simula ningún movimiento. El caudal que resulta

de la acción de la misma viene determinado por [5]:

√

Donde μA = el effective cross-sectional flow area.

2.1.9. Solenoide (Solenoid Armature Basic Model)

Este elemento simula la función de control de un solenoide de dos vías (una de

entrada y otra de salida). Debe ser utilizada acoplada a un slide valve que simule la

apertura y cierre de la válvula mediante el movimiento de traslación del eje que abre

o cierra las vías, como se muestra en la ilustración:

Figura 2.9. Solenoide. Referencia [5]: manual boost Hydsim



La ecuación del movimiento del solenoide es similar al desarrollado en el modelo

del elemento Pistón y viene dada por [5]:

∑

La fuerza hidráulica que ejerce el fluido sobre el eje del solenoide es:

Donde Pin y Pout son la presiones a la entrada y salida del slide valve, y Ain y Aout

las áreas del cuerpo de la válvula a la entrada y salida del slide valve.

La fuerza magnética que ejercen los polos del solenoide sobre el cuerpo de la

válvula tiene una influencia considerable. Su estudio es complejo, dado que no

disponemos de datos de características reales del solenoide. Dado que la fuerza

magnética que ejerce un electroimán es igual a [10]:



Donde µ es la constante de permeabilidad del medio, N es el número de espiras,

I es la intensidad que atraviesa el solenoide, A es el área de los polos magnéticos y

L es el perímetro que comprende la distancia al elemento sobre el que actuar, en la

cual influye el xgap o hueco.

Si además tenemos en cuenta que el voltaje entre la salida del solenoide y tierra,

y la intensidad que circula por el solenoide procedente de la batería es variable con

el tiempo y sigue un gráfico tal que así:

Figura 2.10. Voltaje e intensidad a través del solenoide.

Podemos ver como el voltaje procedente de la batería decae a cero con la

apertura del solenoide, pues estamos cerrando el circuito mediante la acción de la

ECU conectada a tierra, haciendo que circule una corriente a través del solenoide,

produciendo de esta manera la acción magnética. Al cierre de la electroválvula, se

produce una inducción, subiendo el voltaje hasta valores en torno a 60-80 V.

Todo esto nos lleva a la conclusión de que la fuerza magnética que va a generar

el solenoide va a depender de sus características geométricas principalmente, pues

la curva de intensidad apenas va a variar para distintos valores de número de

espiras o área de los polos: habrá pequeñas variaciones debidas al aumento o

disminución de la resistencia por cambio en el número de espiras, pero

despreciables.

Por tanto, la fuerza magnética depende de su estado inicial:

Si el proceso implica la activación del solenoide:

0

0,5

1

1,5

2

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 1 2 3

I(A

)

Vo

lta

je (

V)

t(ms)



( )

Si el proceso implica la desactivación del solenoide

( )

Donde es la distancia entre el polo del solenoide y el eje; kON y kOFF son los

factores de corrección del desfase desde que empieza a imantarse el polo y se

alcanza la fuerza magnética deseada; es la máxima fuerza magnética máxima

(ideal, sin corrección) calculada mediante la ecuación 86 para cada valor de e

intensidad procedente de la batería.

El valor de viende dado por:

Siendo la mínima distancia entre los polos del solenoide y el eje; y el

recorrido máximo del eje.

Las fuerzas de parada vienen dadas por el mismo modelo de parada

empleado tanto en el pistón como en la aguja.



2.1.10. Actuador piezoeléctrico (Stack piezoelectric Actuator)

El esquema básico de un actuador piezoeléctrico de discos cerámicos es el

siguiente:

Figura 2.11. Stack Actuator. Referencia [5]: Manual de Boost Hydsim

Cada disco está conectado a un terminal positivo y otro negativo, de forma que

cuando es sometido a una diferencia de potencial, debido a su comportamiento

piezoeléctrico sufre una deformación. La sumatoria de deformaciones de todos los

discos determinará el recorrido máximo del actuador.

Debido al efecto de la histéresis, la deformación durante la aplicación y cese de

voltaje no será igual. Al cesar el voltaje del piezo, quedará por tanto una carga

residual que producirá una deformación residual permanente que afectará al

esquema del inyector piezo. El efecto de la histéresis se deduce a partir del modelo

de fricción-deslizamiento de Maxwell, aplicable al voltaje de entrada frente a la carga

de cada disco.



Figura 2.12. Histéresis. Referencia [5]: Manual de Boost Hydsim

Modelo de fricción-deslizamiento de Maxwell [5]:

Este modelo se basa en la fuerza F que habría que ejercer para que la

elongación del muelle conectado al elemento se incrementara o que el elemento del

conjunto (en este caso cada disco piezo) se desplazara una distancia x con un

rozamiento determinado. Se muestra un diagrama del mismo:

Figura 2.13. Maxwell Friction Model. Referencia [5]: Manual Boost Hydsim

La fuerza en cada elemento del conjunto sería:



, (

) ( )

( )

Donde es la fuerza de rozamiento estática.

La fuerza resultante de este modelo sería igual a: ∑

El equivalente eléctrico de este modelo es el Modelo Maxwell Resistive

Capacitor MRC. Introduce una pérdida de voltaje a consecuencia de la actuación de

este elemento, haciendo que la curva voltaje entrada frente a carga pase de lineal a

cuadrática:

{

Donde los valores , que es el valor breakaway force o histéresis máxima que

limita la máxima carga del piezoeléctrico, serán tabulados; qRC es la carga

característica del modelo y es el valor de rigidez eléctrica (igual a 1/capacitancia

característica del modelo MRC).

A partir de este modelo, podemos hacer una analogía eléctrica () mediante el

uso de un modelo electromecánico como el de la figura para definir la elongación x

del material piezoeléctrico:



Figura 2.14. Esquema electromecánico equivalente. Referencia [5]: Manual de

Boost Hydsim

Donde Vin es el voltaje que se aplica al piezo; el MRC es el modelo de Maxwell

Resistive Capacitor, y representa la histéresis del modelo (en términos de voltaje y

carga); el recuadro rojo representa el modelo electromecánico, en el que se

transduce la energía eléctrica en mecánica (Ft), consiguiendo una traslación x que

equivale a la elongación del piezo; Fext representa las fuerzas externas al piezo; Cn

es la capacitancia del piezoeléctrico (máxima energía que puede almacenar); Vt es

el voltaje del piezo que se transforma en señal mecánica mediante un factor de

transformación n o una ganancia d; kn y bn son los coeficientes de rigidez y

amortiguamiento del piezo, respectivamente; mn es la masa equivalente del piezo.

Analíticamente, el modelo electromecánico histerético es el siguiente [5]:

Carga (C) entrante:

Donde también puede ser donde d es la ganancia en C/N.

Voltaje de entrada al stack:

Fuerza transducida al esquema análogo mecánico:



La ecuación diferencial del movimiento mecánico viene dada por:

∑

Donde la masa total de todos los discos cerámicos equivalente en el esquema

electromecánico es:

El coeficiente de rigidez total de asociación en serie de muelles:

∑

El coeficiente de amortiguamiento total de asociación en serie:



La capacitancia total del conjunto:

Este gráfico muestra el efecto de la histéresis cuando cesa el voltaje de entrada.

Para ese caso, la carga:

Ya que Vt y VRC serán cero. Luego la deformación residual vendrá impuesta por

la carga característica del modelo MRC.

Figura 2.15. Curva característica modelo MRC. Elaboración del autor.



2.1.11. Elementos frontera

El pressure Boundary representa una condición de frontera con una presión y

temperatura determinadas. Su modelo matemático es simplemente una condición de

presión y temperatura dependientes del tiempo.

El mechanical boundary representa una condición de frontera de posición y

velocidad de los elementos conectados al mismo. Su modelo matemático es

simplemente una condición de posición y velocidad dependientes del tiempo.



2.3. Programa AVL Boost Hydsim

2.3.1. Esquema inyector con electroválvula de solenoide

Figura 2.16. Esquema inyector con solenoide



2.3.1.1. Descripción del esquema

El esquema representa un inyector con electroválvula de solenoide. El

combustible llega al raíl, con una presión de 1500 bares. A través del Injector Tube,

llega al branch volume, que representa la bifurcación del combustible hacia el control

volume y hacia el Nozzle volumen, a través de sus respectivas conducciones.

Una vez en el control volume, el fluido a alta presión empuja al control piston,

manteniendo a la aguja del inyector (Needle) cerrada. Cuando se activa el solenoide

(SV Armature), la slide valve controlada por el solenoide se desplaza permitiendo el

paso de combustible hacia el spill volume (volumen de derrame), desde donde va

hacia el tanque de combustible.

En el Nozzle volume, la activación del solenoide permite el desplazamiento de la

aguja, consiguiendo así inyectar combustible a través del Nozzle Orifice (tobera del

inyector).

Las líneas azules representan conexiones hidráulicas, en el sentido en que se

mueve el fluido. En todos los elementos, una conexión saliente representa las

propiedades a la salida de ese elemento (presión, temperatura, flujo, densidad del

fluido…); al igual que una conexión entrante representa las propiedades a la entrada

de dicho elemento.

Las líneas rojas representan conexiones mecánicas, con una rigidez y un

amortiguamiento determinado. Una conexión saliente representa que el elemento

mecánico conectado actúa en la sección de salida del elemento actual; al igual que

una conexión entrante representa lo mismo a la entrada.

Las líneas verdes representan conexiones de control, en las que se transmiten

datos de posición y velocidad de los elementos implicados.



2.3.1.2. Descripción elementos del esquema

2.3.1.2.1. Pressure/temperature Boundary

Representa una condición de frontera hidráulica tanto de presión como de

temperatura.

Esta ventana representa las características del elemento que se pueden

modificar. Se puede incluir una presión variable con el tiempo o ángulo de referencia

del giro del motor en forma de tabla.

Figura 2.17. Ventana Pressure/temperature Boundary

Existen tres elementos en el esquema con esta condición:

Rail pressure: representa la presión en el raíl, de 1500 bar y temperatura de

293.15K.

Cylinder pressure: representa la presión en la cámara de combustión, de 55

bar. En este elemento la temperatura es despreciable. No se tiene en cuenta en el

cálculo del Nozzle.



Fuel tank: representa la presión en el tanque de combustible, de 1,5 bar

2.3.1.2.2. Mechanical Boundary

Representa una condición de frontera de posición y/o velocidad.

Nozzle Holder: representa la posición del muelle de la aguja en su asiento,

siendo 0 los valores de posición para dicha frontera.

SV Casing: representa la posición del muelle del solenoide en su asiento,

siendo 0 los valores de posición para dicha frontera.

2.3.1.2.3. Laplace Line

Representa una conducción con posibilidad de una contracción a la entrada y

una expansión a la salida.

Las características modificables en este elemento se muestran en la siguiente

figura:

Figura 2.18. Ventana Línea de Laplace.



Se puede modificar el efecto de las pérdidas por fricción, como se puede ver en

el modelo matemático, así como las propiedades del fluido en el elemento, que

pueden ser globales o locales.

La función expansions/contractions at connections permite incluir expansiones y

contracciones a la tubería en la entrada y salida con sus respectivos coeficientes de

resistencia al flujo.

Compliant Wall: incluye el efecto de la elasticidad de la tubería, que afecta a la

velocidad del sonido dentro de la conducción a través del fluido.

Existen tres en el esquema:

Injector tube: representa la conducción desde el common rail hasta el branch

volumen.

Nozzle bore: representa la conducción desde el branch volumen hasta la

cámara de control.

Holder bore: representa el canal de afluencia que lleva el combustible hasta la

tobera del inyector.

2.3.1.2.4. Standard Volume

Representa un volumen de control con unas determinadas propiedades de

presión, flujos de entrada y salida, fuerzas de entrada y salida al volumen.

Las características modificables en este elemento se muestran en la siguiente

figura:



Figura 2.18. Ventana Standard Volume

Se puede modificar el valor del volumen de control en el estado inicial; activar el

efecto de cavitación del fluido, con su respectiva presión de vapor y la cantidad

inicial de fluido vaporizado; así como activar el efecto de la transferencia de calor

con el medio.

En el esquema se observan:

Branch Volume: es el volumen de bifurcación de las conducciones hacia el

control volume y nozzle volume.

Nozzle Volume: es el volumen que contiene a la aguja y la tobera del inyector.

Control Volume: es el volumen de la cámara de control.

SV Chamber Volume: es el volumen que contiene a la válvula del solenoide.

Spill Volume: es el volumen de derrame a la salida del solenoide, desde

donde el combustible es derivado al tanque.



2.3.1.2.5. Standard Orifice

Representa un orifico estrangulador para control de caudal. Los parámetros de

entrada en este caso son:

La geometría del estrangulador, tanto en la sección de tubería como en la

sección del plato del orificio; los coeficientes de resistencia o descarga o el flujo en

la conducción, ya sea constante o variable con la relación de presión a la entrada y

salida del estrangulador; el valor crítico de Reynolds de transición flujo laminar a

turbulento.

Figura 2.19. Ventana Standard Orifice

En el esquema aparecen:

Inlet Throttle: estrangulación a la entrada y salida de la cámara de control.

Sump Throttle: estrangulación a la salida del volumen de derrame.



2.3.1.2.6. Slide Valve

Representa una válvula de corredera. El único parámetro de entrada es la

sección efectiva de paso en función de la posición del cuerpo de la válvula, así como

su coeficiente de descarga para cada área. Su desplazamiento es cedido por un

elemento de control (solenoide o piezoeléctrico).

En el esquema aparece solo un elemento:

SV Seat: válvula para el control de caudal a través del circuito del solenoide.

Figura 2.20. Ventana Slide Valve

2.3.1.2.7. Solenoid Basic Armature

Representa el funcionamiento de un solenoide, incluyendo tanto la polaridad

generada por la corriente eléctrica como el control del desplazamiento de la



electroválvula. Tiene que ir acoplada a una slide valve para realizar la función de

control de desplazamiento sobre la válvula.

Los datos de entrada al solenoide, que incluyen: masa del cuerpo de la válvula,

fricción de coulomb, máximo recorrido del cuerpo, fuerza magnética ya sea

constante o variable con el gap o hueco entre los polos del solenoide y el cuerpo de

la válvula, la geometría del cuerpo de la válvula (Further Armature Data), así como la

posición en el estado inical (activa o no activa), y el momento de activación y

desactivación del solenoide, con sus respectivos tiempos de desfase hasta que

actúa la fuerza magnética. Los datos de la simulación son los siguientes:

Figura 2.21. Ventana de Solenoid Basic Armature

El esquema dispone de uno:

SV armature: representa el control de la electroválvula.



2.3.1.2.8. Pistón

Representa un pistón con una sección de entrada y otra de salida, que no tienen

por qué coincidir en valor, ya que el pistón puede estar compuesto de varios cuerpos

formados por una unión rígida.

El pistón puede estar formado por un material totalmente rígido, o tener cierta

elasticidad. Entre los parámetros de entrada que se pueden variar, tenemos:

El tipo de cuerpo del pistón, ya sea rígido o elástico; así como la geometría del

modelo, la masa del pistón, el máximo recorrido, las fuerzas de fricción de Coulomb

y el modelo de parada tanto en la sección de entrada como de salida del pistón, con

sus respectivas rigideces y coeficientes de amortiguamiento.

Figura 2.22. Ventana Pistón rígido

En el esquema cumple la función de nexo de unión entre cámara de control y

aguja:

Control Piston: pistón que controla la aguja del inyector mediante acción

mecánica, conectado a la cámara de control.



2.3.1.2.1.9 Leakage model

Representa el modelo de fugas de fluido de elementos como el pistón y la aguja.

El modelo de fugas permite modificar como parámetros de entrada:

Número de pistones en el que actúa, longitud inicial del gap o hueco anular en el

que se solapan la pared con el pistón o aguja, determinar si el gap será constante o

variable lo cual hace referencia a la variación de la longitud en que solapan cilindro

con pistón o aguja; el hueco anular en función de la diferencia de presiones entre las

secciones de entrada y salida del pistón.

Figura 2.23. Ventana modelo de fugas

Aparecen dos en el esquema:

Piston leakage: modelo de fugas del pistón.

Nozzle leakage: modelo de fugas de la aguja del inyector.



2.3.1.2.1.10 Needle

Representa la aguja del inyector. Este elemento puede ser calculado con uno o 3

grados de libertad (DOF), para el caso en que sea rígido o tenga cierta elasticidad el

material. Se determina como entrada la masa, la fuerza de fricción de Coulomb,

geometría y el modelo de parada.

Figura 2.24. Ventana modelo de aguja

2.3.1.2.1.11 Nozzle Orifice

Representa la tobera del inyector. Los parámetros de entrada serán la geometría

del Nozzle (diámetro de los spray holes (agujeros de spray), longitud, ángulos…); así

como la elección entre un cálculo interno del área efectiva de paso de combustible

con un coeficiente de descarga determinado, o valores de área definidos por el

usuario en función de la altura de la aguja.



Figura 2.25. Ventana Nozzle Sac Orifice

2.3.1.3. Parámetros globales AVL Boost Hydsim

Las propiedades del fluido pueden ser determinadas globalmente para todos los

elementos del esquema en la siguiente ventana:



Figura 2.26. Ventana propiedades globales

Las propiedades de densidad, viscosidad, tensión superficial… pueden ser

determinadas por el usuario, ya sean variables o constantes, o bien seleccionarlas

de la base de datos de Hydsim, en la cual dependerán de la presión y temperatura.

En mi caso, he seleccionado el fluido „Standard diesel‟ de la base de datos.

Dentro de algunos elementos se permitirán variaciones de estas condiciones

globales, las ventanas de diálogo permitirán seleccionar la opción „Fluid properties‟

para dicho elemento, y cambiar a condiciones locales del fluido.

En la ventana simulation mode, podemos seleccionar flujo isotermo o no

isotermo:



Figura 2.27. Ventana modo de simulación

El uso de flujo isotermo en el desarrollo de este trabajo es debido a que el efecto

de la temperatura sobre los elementos del esquema es despreciable, debido al

propio modelo matemático del mismo. Los únicos elementos afectados por la

temperatura son el standard volume y el standard orifice, los cuales solo provocarán

un cambio en la densidad del fluido debido a esta temperatura y una pequeña

variación de presión en los volúmenes.

El hecho de que en la ventana hable de “weakly compressible” es debido al

efecto de la presión sobre las propiedades del fluido.



2.3.2. Esquema del inyector piezoeléctrico

Figura 2.28. Esquema inyector piezoeléctrico



2.3.2.1. Descripción del esquema

El esquema con inyector piezoeléctrico es igual al del solenoide, con la

diferencia de que el control de la Slide Valve lo realiza un actuador piezoeléctrico.

2.3.2.2. Descripción de elementos del esquema

2.3.2.2.1. Stack Actuator

Representa el actuador piezoeléctrico. Los parámetros de entrada se muestran

en la siguiente ventana:

Figura 2.29. Ventana de Stack Actuator



2.3.2.2.2. Pistón

En el esquema aparecen dos elementos pistón.

Actuator piston: representa el movimiento de traslación del actuador

piezoeléctrico mediante una conexión mecánica. Es necesario acoplar este pistón,

pues el stack actuator no permite conexiones hidráulicas, en este caso necesario

para conectar con el volumen del amplifier (elemento 22).

Valve piston: representa el cuerpo de la válvula que abre o cierra. Realiza una

función de control sobre el slide valve para desplazarlo (transfiriendo datos de

posicionamiento, no incluidos en el modelo del slide valve).

2.3.2.2.3. Amplifier Volume

Representa el volumen que conecta ambos pistones. El hecho de incluir este

volumen intermedio entre el pistón del actuador y el pistón de la válvula es debido a

que al final del cese de la corriente a través del piezo, existe un valor residual de

deformación en el material, lo que provocaría mantener la válvula abierta una vez

dada la orden de cese de inyección, luego produce un efecto de amortiguación de

esa deformación. También se podría incluir una conexión mecánica entre ambos

pistones.

2.3.2.2.4. Spring Support

Representa la condición de frontera mecánica para el muelle de la válvula.



2.4. Análisis del estudio

Se va a proceder a obtener gráficamente la variación de algunas de las

características del modelo simulado para el esquema del inyector solenoide, para ver

su influencia en el proceso de inyección. Además, se hará una comparativa con el

esquema de inyector piezoeléctrico para comentar algunos puntos interesantes.

2.3.1. Influencia del diámetro del Nozzle

El diámetro del Nozzle SAC es un parámetro importante a la hora de valorar un

sistema de inyección, pues la geometría de la tobera va a producir variaciones en su

estudio.

En este estudio se han seleccionado tres valores de diámetro de Nozzle: 0.5, 0.9

y 1.5. Los resultados se han agrupado por comparativas entre combinatorias según

la siguiente tabla:

Comparativa

combinatorias

Diámetro Nozzle

(mm)

Diámetro Spray

Hole (mm)

Coeficiente

descarga

c1/c10/c19 0.5 / 0.9 /1.5

0.05

0.5

c4/c13/c22 0.5 / 0.9 /1.5 0.75

c5/c14/c23 0.5 / 0.9 /1.5 1

c2/c11/c20 0.5 / 0.9 /1.5

0.16

0.5

c6/c15/c24 0.5 / 0.9 /1.5 0.75

c7/c16/c25 0.5 / 0.9 /1.5 1

c3/c12/c21 0.5 / 0.9 /1.5

0.3

0.5

c8/c17/c26 0.5 / 0.9 /1.5 0.75

c9/c18/c27 0.5 / 0.9 /1.5 1

Tabla 1. Combinatoria diámetro Nozzle variable



2.3.2. Influencia del diámetro de un Spray Hole

En este estudio se han seleccionado tres valores de diámetro de Spray Hole:

0.05, 0.16 y 0.3. Los resultados se han agrupado por comparativas entre

combinatorias según la siguiente tabla:

Comparativa

combinatorias

Diámetro Spray

Hole (mm)

Diámetro

Nozzle (mm)

Coeficiente

descarga

c1/c2/c3 0.05 / 0.16 / 0.3

0.5

0.5

c4/c6/c8 0.05 / 0.16 / 0.3 0.75

c5/c7/c9 0.05 / 0.16 / 0.3 1

c10/c11/c12 0.05 / 0.16 / 0.3

0.9

0.5

c13/c15/c17 0.05 / 0.16 / 0.3 0.75

c14/c16/c18 0.05 / 0.16 / 0.3 1

c19/c20/c21 0.05 / 0.16 / 0.3

1.5

0.5

c22/c24/c26 0.05 / 0.16 / 0.3 0.75

c23/c25/c27 0.05 / 0.16 / 0.3 1

Tabla 2. Combinatoria Diámetro de Spray Hole variable

2.3.3. Influencia del coeficiente de descarga del Nozzle

El coeficiente de descarga es un factor que determina la resistencia al flujo que

opone cualquier válvula. Dado que nuestro Nozzle hace el trabajo de una válvula de

descarga, haremos un estudio para determinar qué influencia puede llegar a tener

en el proceso de inyección.

Consideramos tres valores para esta variable: 0.5, 0.75 y 1; dado que existen

diferentes valores geométricos del nozzle, el estudio ha dado fruto a 9 gráficos



diferentes para cada variable de salida: flujo másico, masa inyectada por ciclo,

presión en el Nozzle SAC y altura de la aguja.

La comparativa de resultados de las distintas combinatorias se ha realizado

teniendo en cuenta como variables constantes el diámetro del Nozzle y el diámetro

de los Spray Holes. La relación de resultados se ha agrupado de la siguiente

manera:

Comparativa

combinatorias

Diámetro Nozzle

(mm)

Diámetro Spray

Hole (mm)

Coeficiente

descarga

c1/c4/c5

0.5

0.05 0.5 / 0.75 / 1

c2/c6/c7 0.16 0.5 / 0.75 / 1

c3/c8/c9 0.3 0.5 / 0.75 / 1

c10/c13/c14

0.9

0.05 0.5 / 0.75 / 1

c11/c15/c16 0.16 0.5 / 0.75 / 1

c12/c17/c18 0.3 0.5 / 0.75 / 1

c19/c22/c23

1.5

0.05 0.5 / 0.75 / 1

c20/c24/c25 0.16 0.5 / 0.75 / 1

c21/c26/c27 0.3 0.5 / 0.75 / 1

Tabla 3. Combinatoria coeficiente descarga variable

2.3.4. Influencia presión de raíl y tiempo de inyección

La presión de entrada al inyector procedente del common rail debe ser regulada

para distintas condiciones de carga del motor. Por lo general, la bomba de alta

presión envía el combustible al raíl común en función de sus rpm, de forma que a

mayor giro, mayor presión generará la bomba. No obstante, la presión será

mayoritariamente regulada en función de la posición del acelerador. El acelerador



actúa a través de la ECU sobre la electroválvula del inyector, regulando de esta

forma la presión en el raíl. Además, el raíl consta de una válvula reguladora de

presión también controlada por la ECU.

Un ejemplo sería considerar vehículo cuyas cargas externas sean constantes:

para una condición de par motor mayor, la velocidad de giro también aumentará,

luego será necesario inyectar más cantidad de combustible, pero en un menor

tiempo por el propio giro del motor, lo cual se conseguirá con una mayor presión de

inyección o bien jugando con los tiempos de apertura y cierre de la electroválvula.

Si en cambio consideramos unas cargas externas en aumento, para mantener la

velocidad constante, el motor deberá generar mayor par motor a un mismo régimen

de vueltas. Esa carga motor la controlamos con el pedal del acelerador (cuanto más

pisemos, más combustible entrará en la cámara de combustión, es decir, mayor

presión de inyección o mayor tiempo de inyección).

Luego, para regular la presión de entrada al inyector y el tiempo de inyección

óptimo es necesario conocer tanto la posición del acelerador como el régimen de

giro del motor. Estos factores nos llevan a la obligación de hacer un estudio del

inyector para distintas condiciones de presión de entrada y tiempos de apertura y

cierre de la electroválvula.

o Presión en el raíl: los valores de presión de raíl comerciales se encuentran

entre 500-2000 bar aproximadamente. Los valores seleccionados para el estudio

serán 1000, 1200 y 1500 bares para la combinatoria 16.

o Influencia tiempo de apertura-cierre electroválvula: es necesario controlar

el tiempo de apertura y cierre de la electroválvula con el fin de controlar el tiempo de

inyección de combustible. Se ha realizado una simulación con 3 tiempos diferentes,

con el objetivo de verificar la influencia de este parámetro en la inyección. Todas las

aperturas comienzan en 1ms, con un tiempo de desfase hasta que empieza actuar la

fuerza magnética de 0.1ms; y los cierres en 1.5, 1.8 y 2ms, con el mismo tiempo de

desfase.



2.3.5. Influencia del número de Spray Holes

Realizando una simulación variando el número de agujeros de la tobera,

obtenemos una influencia significativa. Los valores del número de agujeros

seleccionados serán 4, 6 y 8 holes.

2.3.6. Influencia fuerza magnética solenoide

Considerando unas fuerzas magnéticas constantes medias de 250, 400 y 500 N

para nuestro estudio, no estaremos cometiendo error, pues son valores alcanzables

jugando con la geometría del solenoide como se puede comprobar según la

ecuación 86.

2.3.7. Comparativa con esquema piezoeléctrico

Hacemos una comparativa entre ambos esquemas, solenoide y piezoeléctrico,

intentando demostrar que para un menor tiempo de apertura de la válvula en el caso

del piezoeléctrico inyecta la misma cantidad de combustible que el caso del

solenoide.

Dada la dificultad para seleccionar los valores de las características geométricas

de ambos esquemas, no será posible una comparativa eficiente. Por tanto, el autor

del texto decide seleccionar como tiempos de apertura-cierre en ambos de:

Desfases de 0.1ms para el solenoide

Voltaje de entrada de 130V (con sus desfases de 0.1ms también) para el

piezoeléctrico



Para intentar demostrar si se inyecta una mayor cantidad de combustible en el

caso del inyector piezoeléctrico, debido a una mayor rapidez en las velocidades de

apertura de la aguja.

Teniendo en cuenta que ambos esquemas consideran características idénticas

(combinatoria nozzle 16), salvo en la parte de control (geometría electroválvula y

actuador piezoeléctrico).

2.4. Variables de salida a analizar

Dada la complejidad de un estudio exhaustivo de las diferentes variables

modificables en el esquema, el estudio se centra en una serie de resultados que se

llevarán a comparativa para un análisis de su influencia. Como resultados del estudio

se obtendrán por tanto los valores de:

flujo másico de inyección

masa inyectada por ciclo

presión de inyección psac

posición de la aguja

Se analizarán para las 27 simulaciones del esquema de solenoide y se

expondrán los valores más representativos para la discusión.

Otro valores representados en el estudio serán la posición de la válvula

solenoide o piezoeléctrica y la presión en el volumen del Nozzle para el caso de

otras influencias.





Capítulo 3

RESULTADOS Y DISCUSIONES





RESULTADOS Y DISCUSIONES

3.1. Influencia del diámetro del Nozzle

Para el valor más pequeño de diámetro de Spray Hole, es inapreciable el efecto

de la variación del Nozzle, debido a que según la ecuación 68:

√

⏟

√

Donde

(

) y

En el denominador del área de paso A el dSAC está al cuadrado frente al dholes a

la cuarta. Esto hace que la influencia del diámetro del Spray Hole sea mayor. Por

tanto, se ha seleccionado el valor medio de spray hole para concluir la comparativa

c6/c15/c24. Los resultados obtenidos son:



Figura 3.1. Flujo másico c6/c15/c24

Como era de esperar, a mayor diámetro del Nozzle SAC, mayor será el área del

asiento; y por tanto mayor será el flujo másico y la masa total inyectada.

Figura 3.2. Masa inyectada c6/c15/c24

En cuanto a la presión en el SAC, dado que el modelo matemático del Nozzle

llega a la siguiente ecuación 71:

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0 0,001 0,002 0,003

inje

ctio

n m

ass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s) c6

c15

c24

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003

ma

ssa

(kg

)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c6

c15

c24



Las pequeñas variaciones en el dSAC producirán pequeñas variaciones en el

ASeat, el cual está multiplicado en el numerador por la presión Pin de un valor

bastante alto, provocando que pequeñas variaciones en el Aseat tengan una gran

influencia en el pSAC.

Además, hay que tener en cuenta el valor de pin, pues para un valor mayor de

Aseat el caudal tiende a ser mayor, que por el propio modelo matemático del Standard

Volume (Ecuación 20):

∑( )

A mayor caudal de salida hacia el Nozzle SAC, mayor variación de la presión

con el tiempo en el Nozzle Volume. Luego para valores de dsac grandes, la presión

en el Nozzle Volume va a descender en mayor medida. Se puede observar en la


Figura 3.3. Presión en Nozzle c6/c15/c24

Por tanto, llegamos a la conclusión que ambos factores: pin y dSAC tienen una

influencia directa sobre la presión de inyección pSAC. A la vista de los resultados,

podemos concluir que realmente podemos hacer una correlación entre el dSAC y

pSAC:

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

Presión PIN nozzle (Pa)

c6

c15

c24



Figura 3.4. Presión en SAC c6/c15/c24

A mayor dSAC, mayor será la presión acumulada en el SAC.

La posición de la aguja del inyector también se va a ver afectada en cuanto a

valores de velocidad de apertura y cierre se refiere. Cuanto mayor sea la presión en

el SAC (menor diámetro del SAC), mayor fuerza ejercerá el SAC sobre la aguja y

más rápido se moverá en su apertura, y mayor dificultad encontrará en su cierre,

como se puede ver en la ilustración siguiente:

Figura 3.5. Posición aguja c6/c15/c24

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

presión SAC (Pa) c6

c15

c24

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Altu

ra a

gu

ja (

m)

tiempo (s)

Altura aguja (m) c6

c15

c24



3.2. Influencia del diámetro de un Spray Hole

Dada la similitud de resultados en las comparativas, seleccionamos los

resultados de la comparativa c13/c15/c17 para sacar conclusiones.


En el denominador del área de paso A el dSAC está al cuadrado frente al dholes a

la cuarta. Esto hace que la influencia del diámetro del Spray Hole sea mayor.

√

√

Donde

(

) y

Por tanto, pequeñas variaciones en el dhole van a tener una gran influencia en el

flujo másico. El hecho de que a menor magnitud del Spray Hole el tiempo de

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0 0,001 0,002 0,003

inje

ctio

n m

ass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c13

c15

c17



inyección sea mayor se debe a la menor velocidad de cierre de la aguja, como se

verá más tarde.

La masa inyectada será también proporcional.


En cuanto a la presión en el SAC, depende del Ahole según la ecuación 71:

De forma que pequeñas variaciones en el Aholes tendrán gran repercusión en el

pSAC al ir el término del numerador multiplicado por un valor muy grande (pout). A la

vez ese cambio en la presión SAC por el dhole va a intervenir en la rapidez del

movimiento de la aguja cambiando la velocidad de cambio de Aseat que también

provocará un cambio en el psac. Luego va a tener una doble repercusión sobre la

presión en el Nozzle SAC.

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0 0,001 0,002 0,003

ma

ssa

(kg

)

tiempo (s)

injected mass(kg) c13

c15

c17



El efecto sobre el psac se puede ver en el siguiente gráfico:


La posición de la aguja se ve directamente afectada por la presión en el SAC, ya

que su apertura se hará a mayor velocidad para mayores valores de presión (por el

diagrama de fuerzas del modelo matemático 2.1.5.), al igual que su cierre se

ralentizará, afectando por tanto al tiempo de inyección.


0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c15

c17

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Altu

ra a

gu

ja (

m)

tiempo (s)

Altura aguja (m) c13

c15

c17



3.3. Influencia del coeficiente de descarga del Nozzle

La influencia real del coeficiente de descarga se observa mejor para el valor de

diámetro del Nozzle más alto, ya que para su valor más bajo el diámetro del Nozzle

tiene una gran influencia en el proceso de descarga; así como valores medios de

diámetro de Spray Hole. Estos efectos negativos se pueden ver en los resultados de

la combinatoria c1/c4/c5. En el flujo másico si se puede ver la influencia del

coeficiente de descarga: a mayor valor del mismo, menos resistencia al flujo y mayor

flujo másico.


Para valores muy pequeños del diámetro del Nozzle el área del asiento Aseat

tiene tendencia hacia el valor de muy rápido. Esto hace que se haga

independiente de la altura de la aguja, haciendo imposible estudiar el efecto del

coeficiente de descarga.

Ecuación 69:

Si

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0 0,001 0,002 0,003

inje

ction m

ass r

ate

(kg/s

)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c1

c4

c5



Por tanto, si dsac es demasiado pequeño, el Aseat se hará igual al Asac muy rápido

(por las grandes dimensiones del desplazamiento de la aguja), provocando que el

flujo másico se haga independiente de la altura y llegue al techo de la función muy

rápido.

Además, la también influencia del Spray Hole para valores pequeños es muy

grande, ya que hace prácticamente despreciable el resto de variables debido a su

dependencia con el flujo másico (sección 4.2).

A consecuencia de estos factores, la presión en el SAC y la posición de la aguja

son invariantes con el coeficiente de descarga e iguales a:



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

Presión SAC (Pa) c1

c4

c5

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Altura

aguja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c1

c4

c5



Para estudiar el efecto del coeficiente de descarga, se ha seleccionado por tanto

la combinatoria c21/c26/c27, cuyos resultados y conclusiones son:


Como era de esperar, el aumento del coeficiente de descarga produce un

aumento del flujo másico, según se puede comprobar con la ecuación ……..del

modelo matemático del Nozzle SAC Orifice.


0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0 0,001 0,002 0,003

inje

ctio

n m

ass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s) c21

c26

c27

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0,00014

0 0,001 0,002 0,003

ma

ssa

(kg

)

tiempo (s)

injected mass(kg) c21

c26

c27



A mayor flujo másico durante el mismo período de tiempo, mayor cantidad de

combustible en Kg se habrá inyectado.


En el Nozzle SAC el efecto principal es la velocidad a la que aumenta la presión

SAC, dado que a mayor resistencia al flujo (menor coeficiente), más ralentizará el

flujo y más rápido aumentará esta presión.


La velocidad a la que sube la aguja también se verá influenciada por el

coeficiente de descarga, debido precisamente a esa mayor velocidad de aumento de

0,00E+00

1,00E+07

2,00E+07

3,00E+07

4,00E+07

5,00E+07

6,00E+07

7,00E+07

8,00E+07

9,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressure

(Pa)

tiempo (s)


c26

c27

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Altu

ra a

gu

ja (

m)

tiempo (s)

Altura aguja (m) c21

c26

c27



la presión en el SAC, la cual influye directamente sobre la aguja por su diagrama de

fuerzas (ecuación….sección….). Además, va a influir otro factor en su movimiento:

Figura 3.17. Presión en Nozzle c21/c26/c27

La presión a la entrada del asiento Pin (ecuac…sección…) también va a

disminuir en menor medida conforme aumente la resistencia al flujo, luego va a

ejercer una mayor fuerza sobre el movimiento de apertura de la aguja.

3.4. Influencia presión de raíl y tiempo de inyección.

3.4.1. Presión en el raíl

Una vez ejecutada la simulación, obtenemos los siguientes resultados:

Parece lógico pensar lo evidente: a mayor presión en el raíl, mayor presión de

inyección obtenemos.

8,00E+07

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

1,60E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t pre

ssure

(Pa)

tiempo (s)

Presión Pin nozzle (Pa) c21

c26

c27



Figura 3.18. Presión en SAC diferentes presiones de rail

Dado que el flujo másico depende directamente de la presión pin en el Nozzle

Volume, y puesto que esta última varía de forma proporcional a la presión en el raíl,

es lógico pensar que el caudal, que depende de la presión pin, varíe en la misma

proporción según la ecuación 68:

√

Se puede observar en el gráfico:

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

1,60E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

res

su

re(P

a)

tiempo (s)

presión en Nozzle SAC(Pa)

1000 bar

1200 bar

1500 bar

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

Flujo másico(kg/s) 1000 bar

1200 bar

1500 bar



Figura 3.19. Flujo másico diferentes presiones de rail

La masa inyectada que depende del flujo másico también varía con él.

Figura 3.20. Masa inyectada diferentes presiones de rail

En cuanto a la aguja del inyector, su variación va a depender como

anteriormente de la presión del SAC, produciendo variaciones en la velocidad de

apertura y cierre.

Figura 3.21. Posición aguja diferentes presiones de rail

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

ma

ss

a(k

g)

tiempo (s)

Masa inyectada(kg) 1000 bar

1200 bar

1500 bar

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003 0,004

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

1000bar

1200bar



3.4.2. Tiempo de apertura-cierre electroválvula

Los resultados de la simulación son los siguientes:

Figura 3.22. Flujo másico diferentes tiempos de inyección

Figura 3.23. Masa inyectada diferentes tiempos de inyección

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

ma

ss

ra

te (

kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s) 0,5ms

0,8ms

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

ma

ss

a(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

0,5ms

0,8 ms

1ms



Figura 3.24. Presión en SAC diferentes tiempos de inyección

Figura 3.25. Posición aguja diferentes tiempos de inyección

La única conclusión que se puede sacar en este apartado es que al variar el

tiempo de apertura-cierre de la electroválvula, el tiempo de inyección o apertura de la

aguja va a variar proporcionalmente.

3.5. Influencia del número de Spray Holes

Los resultados obtenidos son los siguientes:

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

res

su

re(P

a)

tiempo (s)

presión a la entrada del spray hole(Pa) 0,5ms

0,8 ms

1ms

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m) 0,5ms

0,8 ms

1ms



Figura 3.26. Flujo másico diferente número de agujeros

El flujo másico tiene dependencia directamente proporcional con el área efectiva

de paso, que depende del Aholes. Sabiendo que:

; luego existe

una dependencia proporcional a

La masa inyectada depende como siempre del flujo másico:

Figura 3.27. Masa inyectada diferente número de agujeros

En cuanto a la presión en el SAC, ocurre exactamente lo mismo a lo que ocurría

en la sección 3.2, ya que variar el número de Spray Holes es equivalente a variar el

dholes en cuanto a Aholes se refiere.

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

ma

ss

ra

te (

kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s) 4 holes

6 holes

8 holes

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0,00008

0 0,001 0,002 0,003

ma

ss

a(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

4 holes

6 holes

8 holes



Figura 3.28. Presión en SAC diferente número de agujeros

3.6. Influencia fuerza magnética solenoide

Los resultados más significativos del estudio de la combinatoria 16 se presentan

a continuación:

Figura 3.29. Posición solenoide en función de la fuerza magnética

El ruido de la función es producido tanto por los modelos de parada del

solenoide como por el gran efecto de las fuerzas hidráulicas a la entrada y salida de

la electroválvula. Observamos como para los casos de 250 y 400 N la electroválvula

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

res

su

re(P

a)

tiempo (s)

presión SAC (Pa) 4 holes

6 holes

8 holes

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003

po

sic

ion

so

len

oid

e (

m)

tiempo (s)

comparativa posicion solenoide

250 N

500 N

400 N



no se llega a cerrar, lo cual tiene repercusión en el recorrido de la aguja del inyector,

la cual no llega a cerrar como se puede comprobar en el siguiente gráfico:

Figura 3.30. Posición aguja diferentes fuerzas magnéticas

La razón de que la electroválvula no cierre en el tiempo necesario elegido en el

estudio (antes de 3ms) es debido al propio modelo matemático del elemento

Solenoide (modelo matemático 2.1.9) según la ecuación 84 del movimiento:

Conforme aplicamos una mayor fuerza magnética, el sistema tendrá mayor

aceleración a la apertura; y también una mayor deceleración cuando cese la acción

magnética al cierre de la electroválvula, provocando que el tiempo hasta el cierre

total de la aguja se alargue demasiado.

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

alt

ura

(m

)

tiempo (s)

comparativa alturas needle

250 N

400 N

500 N



Figura 3.31. Velocidad solenoide diferentes fuerzas magnéticas

Lo interesante de esta simulación es que el valor de la fuerza magnética no

afecta apenas a la velocidad de apertura de la aguja, pero tiene una gran

repercusión al cierre de la misma.

3.7. Comparativa con esquema piezoeléctrico

Dado que ambos esquemas, tanto el de solenoide como el de piezoeléctrico,

ejercen la misma función de apertura de la aguja, pero el sistema de apertura de

válvula no es igual. Debido a este factor, se ha hecho una comparativa para

determinar qué tipo de inyector sería más recomendable usar, lo cual siempre va a

depender de lo que se busque.

En primer lugar, estudiamos la posición de la válvula en ambos esquemas, y nos

damos cuenta de que existen algunas diferencias. La primera es la apertura total de

la válvula, que se muestra gráficamente mediante un escalón a máxima altura entre

solenoide y slide valve en piezo. Esto es debido a las fuerzas hidráulicas por la

distinta geometría de las válvulas, es un problema de diseño que no se puede

corregir, pues partimos de datos no reales.

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,001 0,00105 0,0011 0,00115 0,0012

po

sic

ion

so

len

oid

e (

m)

tiempo (s)

aceleración en la apertura del solenoide

250 N

500 N

400 N



Figura 3.32. Posición slide valve ambos esquemas

El segundo gráfico estudiado será el de la posición de la aguja. Ambos

esquemas presentan velocidades de apertura y cierre de la aguja similares. Esto es

debido a que el esquema del piezoeléctrico está pensado para que sea

aproximadamente equivalente al del solenoide, proporcionando la misma masa

inyectada por ciclo.

Figura 3.33. Posición aguja diferentes esquemas

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0 0,001 0,002 0,003

Altu

ra a

gu

ja (

m)

tiempo (s)

Posicion slide valve(m) solenoide

piezo

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Altu

ra a

gu

ja (

m)

tiempo (s)

Altura aguja (m) solenoide

piezo



Figura 3.34. Masa inyectada diferentes esquemas

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0,00005

0 0,001 0,002 0,003

ma

ssa

(kg

)

tiempo (s)

Masa inyectada(kg)

solenoide

piezo



3.8. Análisis de Tendencias

Si se realiza un estudio de tendencia de todas las comparativas para determinar

la tendencia de la masa inyectada según cada variable (dsac, dhole, cd), se obtienen

resultados importantes:

En cuanto al diámetro del Nozzle, se observa una tendencia con forma de

función raíz. Esto lleva a la conclusión de que el dsac realmente no va a ser

aproximadamente lineal como era de esperar según la ecuación 68. Los resultados

del análisis de tendencias se presentan a continuación:

Figura 3.35. Tendencia diámetro Nozzle.

Si en cambio se centra el estudio en el diámetro de un Spray Hole, la tendencia

obtenida no es tan clara según la ecuación 68, pues se obtiene una tendencia con

forma de función polinómica de orden 2 para los valores mayores de coeficiente

descarga y diámetro de Nozzle (c19/c20/c21, c22/c24/c26, c23/c25/c27), aunque

para valores pequeños de diámetro de Nozzle (c1/c2/c3, c4/c5/c6, c5/c7/c9), si se

observa la gran influencia de este último al ser la forma de la función raíz. Esto

último se debe a que para valores muy pequeños de dsac existe mayor tendencia a

que el Aseat supere en valor al área del Nozzle Sac antes debido a las grandes

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0,00014

0 0,5 1 1,5 2

MA

SA

IN

YE

CT

AD

A

DIÁMETRO NOZZLE

C6/C15/C24

C2/C11/C20

C7/C16/C25

C1/C10/C19

C4/C13/C22

C5/C14/C23

C3/C12/C21

C8/C17/C26

C9/C18/C27



dimensiones de xlift en comparación a dsac, y según la ecuación 69 ocurre lo

siguiente:

Si

Se ha estudiado esta tendencia y se muestra a continuación:

Figura 3.36. Geometría área de paso para dsac=0,5.


Aquí Aseat ya no se ha igualado a Asac.

X LIFT(m) x lift (mm) A SEAT(mm^2) my*A(mm^2) Coeficiente descarga

0 0 0 0 1

0,000025 0,025 0,028145401 0,026565609

0,00005 0,05 0,057663421 0,046862733

0,000075 0,075 0,088554059 0,059535913 angulo (GRADOS) d sac(mm) A sac(mm^2)

0,0001 0,1 0,120817315 0,066948156 55 0,5 0,196349541

0,000125 0,125 0,15445319 0,071333571

0,00015 0,15 0,189461683 0,074030963

0,000175 0,175 0,196349541 0,074423618 d holes(mm) Holes A holes(mm^2)

0,0002 0,2 0,196349541 0,074423618 0,16 4 0,080424772

0,000223 0,223 0,196349541 0,074423618


0 0 0 0 1

0,000025 0,025 0,050112675 0,042531743

0,00005 0,05 0,101597968 0,063058807


0,0001 0,1 0,208686409 0,07504472 55 0,9 0,636172512

0,000125 0,125 0,264289557 0,076941185

0,00015 0,15 0,321265324 0,078017289


0,0002 0,2 0,439334713 0,079110161 0,16 4 0,080424772

0,000223 0,223 0,495490333 0,079385834




A continuación se representa el análisis de tendencias de todas las comparativas

para la variable dhole:

Figura 3.39. Tendencias para variable dhole.

Por último el coeficiente de descarga, la tendencia es como era de esperar lineal

según la ecuación 68.


0 0 0 0 1

0,000025 0,025 0,083063585 0,057779278

0,00005 0,05 0,167499788 0,072500586


0,0001 0,1 0,34049005 0,078270964 55 1,5 1,767145868

0,000125 0,125 0,429044108 0,079047972

0,00015 0,15 0,518970785 0,0794761


0,0002 0,2 0,702941995 0,079903503 0,16 4 0,080424772

0,000223 0,223 0,789412452 0,080010613

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

MA

SA

IN

YE

CT

AD

A

DIÁMETRO hole (mm)

c1/c2/c3

c4/c6/c8

c5/c7/c9

c10/c11/c12

c13/c15/c17

c14/c16/c18

c19/c20/c21

c22/c24/c26

c23/c25/c27



Figura 3.40. Tendencias para variable coeficiente de descarga.

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1

MA

SA

IN

YE

CT

AD

A

coeficiente descarga

c1/c4/c5

c2/c6/c7

c3/c8/c9

c10/c13/c14

c11/c15/c16

c12/c17/c18

c19/c22/c23

c20/c24/c25

c21/c26/c27



Capítulo 4

CONCLUSIONES





Conclusiones

La variable de salida más importante a considerar en el estudio es la masa

inyectada, pues es la que determina el calor cedido a la cámara de combustión.

Dado que esta variable depende del flujo másico, el cual a su vez depende de las

tres variables estudiadas: coeficiente de descarga, área de paso de Nozzle y Spray

Holes, así como de la presión de inyección.

La influencia del coeficiente de descarga con el flujo es lineal, luego su

variación provoca cambios considerables en el flujo. No obstante, dado que hemos

seleccionado valores del coeficiente constantes, su estudio en un futuro debería ser

más exhaustivo, pues depende de factores como la contracción del chorro y de la

fricción.

La influencia del diámetro del Nozzle SAC es grande, debido a la

dependencia lineal que tiene esta variable con el área de paso del asiento, la cual

provocará cambios en la presión de inyección y, por tanto, en el flujo y masa

inyectada.

La influencia del diámetro del Spray Hole es la más importante en este

estudio, pues su dependencia cuadrática con el área de paso del agujero y por tanto

con el área efectiva de paso hace que pequeñas variaciones en su valor provoquen

cambios grandes tanto en la presión de inyección como en el flujo. Es la variable

más importante del estudio.

En cuanto a la variación de la presión del rail, el resultado ha dado lugar lo

evidente: cuanto mayor sea la presión del rail, mayor presión de inyección y masa

inyectada.



La influencia del tiempo de inyección es un factor importante, pues para

valores constantes de presión en el rail permitirá una mayor o menor cantidad de

combustible inyectado, algo ideal para aumentar la carga del motor a un régimen de

vueltas del motor constante si no se quiere influir sobre la presión en el raíl mediante

la ECU.

El aumento de agujeros de spray tendrá un efecto equivalente al aumento de

diámetro de agujero, según la ecuación 70. Es una variable interesante, pues es

más variar el número de agujeros que su dimensión en un análisis experimental real.

La fuerza magnética del solenoide no es importante dentro de este estudio,

pues como hemos visto estamos considerando valores aproximados al no disponer

de valores de características reales de la electroválvula. Para estudios futuros sería

interesante trabajar con modelos de electroválvula reales.

Al comparar los esquemas con solenoide y piezoeléctrico, estamos cayendo

en el mismo error que con la fuerza magnética, pues consideramos características

aleatorias que no tienen por qué asemejarse a la realidad. Para un estudio futuro,

sería interesante una comparativa para detectar el tiempo de apertura necesario y

las velocidades de apertura-cierre de la aguja en ambos para inyectar una misma

cantidad de masa de combustible, con el fin de demostrar que los inyectores

piezoeléctricos tienen una mejor actuación en la apertura y son pues más rápidos; y

también detectar si existe una deformación permanente residual en el piezo tras

dejar de actuar el voltaje sobre el actuador por efecto de la histéresis.

La validación del modelo estudiado deberá ejecutarse una vez se haya un

estudio más exhaustivo con diferentes valores de las variables y compararlo con un

proceso real. Por tanto, este estudio es orientativo para futuras simulaciones

relacionadas.



Capítulo 5

REFERENCIAS Y BIBLIOGRAFÍA



Bibliografía y referencias

[1] http://es.wikipedia.org/wiki/Common-rail

[2] Sistemas de inyección diésel por acumulador Common Rail .Editorial: ROBERT

BOSCH GMBH 2002

[3] http://www.fbelectronica.com/Infosistemas/Sistemas Diesel/Common rail.html

[4] Libro de Apuntes de Ingeniería Térmica Universidad de Jaén. Autor: José Manual

Palomar Carnicero; Vicente Montoro; Fernando Cruz Peragón

[5] Manual AVL Boost Hydsim

[6] M. Kroller. Efficient Computation of a Mathematical Model for the Damping of

Pressure Waves in Tubes of Circular Form (Numerical Methods for Partial Differential

Equations), John Wiley & Sons, Inc. 1995.

[7] K. Melcher. Ein Reibungsmodell zur Berechnung von instationaeren Stroemungen

in Rohrleitungen an Brennkraftmaschinen, Bosch Tech. Berichte 4 (1974)7.

[8] http://es.wikipedia.org/wiki/Teorema_de_Torricelli

[9] http://es.wikipedia.org/wiki/Ley_de_Poiseuille

http://es.wikipedia.org/wiki/Common-rail


http://es.wikipedia.org/wiki/Teorema_de_Torricelli

http://es.wikipedia.org/wiki/Ley_de_Poiseuille



[10] http://es.wikipedia.org/wiki/Electroim%C3%A1n

[11] Estimating parameters of dynamic fuel injection system models. Autor: W.

Egartner y H. Ofnery

[12] Ingeniería Fluidomecánica. Autor: Carlos Martínez Bazán. Departamento de

Ingeniería mecánica y minera Universidad de Jaén. Editorial Parainfo

[13] Contribución a la simulación del sistema de inyección de combustible de un motor

diesel de inyección indirecta. Tesis doctoral. Autor: Efrén Moreno Benavides. Universidad

Politécnica de Madrid.

[14] Comparing Numerical Integration Methods. Autor: Alex Clement, Amy Clement,

Greg Fenchel, Jeff Fenchel, Jayson Lynch.

http://es.wikipedia.org/wiki/Electroim%C3%A1n





Capítulo 6

ANEXOS





ANEXOS

Anexo 6.1. Parámetros de entrada esquemas

Pressure/temperature Boundary

Presión (bar) Temperatura(K)

Rail pressure 1200 293.15

Cylinder pressure 55 900

Fuel Tank 1.5 293.15

Mechanical Boundary Posición (m) tiempo (ms)

Nozzle Holder 0 0

Spring Support 0 0

Laplace Line

Longitud de la línea

(m)

Diámetro Hidráulico

(m)

Expansions/Contractions at connections

Compliant Walls

Injector tube

0.2 0.0024 No No

Holder Bore

0.07 0.0024 No No

Nozzle Bore

0.11 0.0024 No No

Standard Volume

Volumen inicial (m3)

Cavitación Presión de vapor (Pa)

Cavidad inicial de

vapor (m3)

Branch Volume 1.8e-007 sí 100 0

Nozzle Volume 1.7e-007 sí 100 0

Control Volume 2e-008 sí 100 0

SV Chamber Volume

3.2e-008 sí 100 0

Spill Volume 3e-007 sí 100 0



Standard Orifice

área de paso tubo

(m2)

área de paso orifico

(m2)

Coeficiente de flujo en

orificio (número crítico)

Coeficiente de resistencia al

flujo constante

Inlet Throttle

8e-007 4.6e-008 1000 1.83

Sump Throttle

2.54e-006 1e-006 1000 1.6

Slide Valve Body lift (m) área efectiva de paso (m2)

Coeficiente de descarga

SV_Seat 0 2e-005

0 1.5e-007

1 1

Solenoide m (kg)

Ffrict (N)

recorrido (m)

Fmagn (N)

Aentrada (m

2)

Asalida (m

2)

Tiempo apertura-

cierre (ms)

Desfase (ms)

SV_Armature 0.01 No 2.2e-005 500 2e-010 2e-006 1-1.8 0.1

Pistón Rigid/ elastic Body

m (kg) Ffrict (N)

recorrido (m)

Diámetro entrada-

salida (m)

Diámetro de parada

(m)

Modelo de

parada

Control Piston

Rigid 0.0107 5 0.00021 0.0043 0.0043 Linear

Actuator Piston

Rigid 0.01 no no 0/0.012 0/0.012 Linear

Valve Piston

Rigid 0.005 No 2.2e-005 0.01/0.002 0.01/0.002 Linear

Leakage Model

D (m) Número de

pistones

Hueco inicial

(m)

Hueco constante/

variable

Hueco anular definido por

usuario presión-diametral

gap

Piston_Leak 0.0043 1 0.015 constante 100000 1e+008

3e-006 6e-006

Nozzle Leakage

No 1 0.011 Constante 100000 1e+008

4e-006 7e-006



Standard Needle Grados de libertad

Rigid/elastic body

m (kg) Diámetro guía/asiento

(m)

Modelo de

parada

Needle 1 Rigid 0.0026 0.004/0.0017 linear

Stack Actuator

m (g)

Rigidez (N/mm)

Coeficiente de amortiguamiento

(N·s/mm)

Capacitancia eléctrica (µF)

Ganancia del piezo

(nC/N)

V (V)

Número de

discos

Histéresis

Piezo Actuator

0.05 780000 19500 0.0092 12.82 130 2000 MRC

Nozzle SAC

Orifice

Spray Calculation

Número de

spray holes

Diámetro de un spray

hole (mm)

Diámetro del

Nozzle (mm)

Longitud spray hole (m)

ángulo del

asiento de la aguja

Coeficiente de

descarga

Nozzle No 4 0.05/0.16/0..3 0.5/0.9/1.5 no 55º 0.5/0.75/1



Anexo 6.2. Tabla combinatorias

Combinatoria Diámetro Nozzle(mm)

Diámetro Spray Hole (mm)

Coeficiente descarga

c1 0.5 0.05 0.5

c2 0.5 0.16 0.5

c3 0.5 0.3 0.5

c4 0.5 0.05 0.75

c5 0.5 0.05 1

c6 0.5 0.16 0.75

c7 0.5 0.16 1

c8 0.5 0.3 0.75

c9 0.5 0.3 1

c10 0.9 0.05 0.5

c11 0.9 0.16 0.5

c12 0.9 0.3 0.5

c13 0.9 0.05 0.75

c14 0.9 0.05 1

c15 0.9 0.16 0.75

c16 0.9 0.16 1

c17 0.9 0.3 0.75

c18 0.9 0.3 1

c19 1.5 0.05 0.5

c20 1.5 0.16 0.5

c21 1.5 0.3 0.5

c22 1.5 0.05 0.75

c23 1.5 0.05 1

c24 1.5 0.16 0.75

c25 1.5 0.16 1

c26 1.5 0.3 0.75

c27 1.5 0.3 1



Anexo 3. Resultados Comparativas

Resultados diámetro Nozzle variable:

c1/c10/c19

0

0,0002

0,0004

0,0006

0,0008

0,001

0,0012

0,0014

0,0016

0,0018

0,002

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c1

c10

c19

0

0,0000005

0,000001

0,0000015

0,000002

0,0000025

0,000003

0,0000035

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c1

c10

c19



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

presión a la entrada del spray hole(Pa)

c1

c10

c19

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c1

c10

c19

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

Presión P_IN nozzle (Pa) c1

c10

c19



C4/c13/c22

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c4

c13

c22

0

0,0000005

0,000001

0,0000015

0,000002

0,0000025

0,000003

0,0000035

0,000004

0,0000045

0,000005

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c4

c13

c22

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c4

c13

c22



C5/c14/c23

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c4

c13

c22

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c13

c22

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c5

c14

c23



0

0,000001

0,000002

0,000003

0,000004

0,000005

0,000006

0,000007

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c5

c14

c23

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c5

c14

c23

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c5

c14

c23



C2/c11/c20

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c14

c23

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0,016

0,018

0,02

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

C2

c11

c20

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

C2

c11

c20



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


C2

c11

c20

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

C2

c11

c20

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

Presión P_IN nozzle (Pa) C2

c11

c20



C6/c15/c24

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c6

c15

c24

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c6

c15

c24

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c6

c15

c24



C7/c16/c25

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c6

c15

c24

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)

Presión P_IN nozzle (Pa)

c6

c15

c24

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c7

c16

c25



0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c7

c16

c25

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c7

c16

c25

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c7

c16

c25



C3/c12/c21

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c16

c25

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c3

c12

c21

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c3

c12

c21



C8/c17/c26

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c3

c12

c21

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c3

c12

c21

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c12

c21



0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c8

c17

c26

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0,00008

0,00009

0,0001

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c8

c17

c26



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c8

c17

c26

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c8

c17

c26

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c8

c17

c26



C9/c18/c27

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c9

c18

c27

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0,00014

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c9

c18

c27

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c9

c18

c27



Resultados diámetro Spray Hole variable:

C1/c2/c3

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c9

c18

c27

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c9

c18

c27

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c1

c2

c3



0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c1

c2

c3

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c1

c2

c3

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c1

c2

c3



C4/c6/c8

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c2

c3

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c4

c6

c8

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c4

c6

c8



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c4

c6

c8

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c4

c6

c8

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c6

c8



C5/c7/c9

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c5

c7

c9

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c5

c7

c9

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c5

c7

c9



C10/c11/c12

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c5

c7

c9

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c7

c9

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0,05

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c10

c11

c12



0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0,00005

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c10

c11

c12

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c10

c11

c12

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c10

c11

c12



C13/c15/c17

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c11

c12

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c13

c15

c17

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c13

c15

c17



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c13

c15

c17

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c13

c15

c17

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c13

c15

c17



C14/c16/c18

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c14

c16

c18

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0,00008

0,00009

0,0001

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c14

c16

c18

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c14

c16

c18



C19/c20/c21

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c14

c16

c18

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c14

c16

c18

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c19

c20

c21



0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c19

c20

c21

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c19

c20

c21

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c19

c20

c21



C22/c24/c26

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c19

c20

c21

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c22

c24

c26

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0,00008

0,00009

0,0001

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c22

c24

c26



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c22

c24

c26

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c22

c24

c26

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c22

c24

c26



C23/c25/c27

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c23

c25

c27

0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

0,00012

0,00014

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c23

c25

c27

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c23

c25

c27



Resultados coeficiente de descarga variable

C1/c4/c5

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c23

c25

c27

9,00E+07

9,50E+07

1,00E+08

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c1

c4

c5



0

0,000001

0,000002

0,000003

0,000004

0,000005

0,000006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c1

c4

c5

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c1

c4

c5

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c1

c4

c5



C2/c6/c7

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c1

c4

c5

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c2

c6

c7

0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c2

c6

c7



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c2

c6

c7

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c2

c6

c7

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c2

c6

c7



C3/c8/c9

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c3

c8

c9

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c3

c8

c9

0,00E+00

5,00E+06

1,00E+07

1,50E+07

2,00E+07

2,50E+07

3,00E+07

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c3

c8

c9



C10/c13/c14

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c3

c8

c9

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c3

c8

c9

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c10

c13

c14



0

0,000001

0,000002

0,000003

0,000004

0,000005

0,000006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c10

c13

c14

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c10

c13

c14

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c10

c13

c14



C11/c15/c16

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c13

c14

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c11

c15

c16



0

0,000005

0,00001

0,000015

0,00002

0,000025

0,00003

0,000035

0,00004

0,000045

0,00005

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c11

c15

c16

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c11

c15

c16

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c11

c15

c16



C12/c17/c18

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c11

c15

c16

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c12

c17

c18

0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0,00007

0,00008

0,00009

0,0001

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c12

c17

c18



0,00E+00

1,00E+07

2,00E+07

3,00E+07

4,00E+07

5,00E+07

6,00E+07

7,00E+07

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c12

c17

c18

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c12

c17

c18

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c12

c17

c18



C19/c22/c23

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c19

c22

c23

0

0,000001

0,000002

0,000003

0,000004

0,000005

0,000006

0,000007

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c19

c22

c23

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c19

c22

c23



C20/c24/c25

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c19

c22

c23

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c22

c23

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c20

c24

c25



0

0,00001

0,00002

0,00003

0,00004

0,00005

0,00006

0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c20

c24

c25

0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

1,20E+08

1,40E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c20

c24

c25

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c20

c24

c25



C21/c26/c27

1,05E+08

1,10E+08

1,15E+08

1,20E+08

1,25E+08

1,30E+08

1,35E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c20

c24

c25

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0 0,001 0,002 0,003

inje

cti

on

mass r

ate

(kg

/s)

tiempo (s)

mass flow(kg/s)

c21

c26

c27

0

0,00002

0,00004

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0,0001

0,00012

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0 0,001 0,002 0,003

massa(k

g)

tiempo (s)

injected mass(kg)

c21

c26

c27



0,00E+00

2,00E+07

4,00E+07

6,00E+07

8,00E+07

1,00E+08

0 0,001 0,002 0,003

SA

C p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c21

c26

c27

0

0,00005

0,0001

0,00015

0,0002

0,00025

0 0,001 0,002 0,003

Alt

ura

ag

uja

(m

)

tiempo (s)

Altura aguja (m)

c21

c26

c27

8,00E+07

9,00E+07

1,00E+08

1,10E+08

1,20E+08

1,30E+08

1,40E+08

1,50E+08

1,60E+08

0 0,001 0,002 0,003

Inle

t p

ressu

re(P

a)

tiempo (s)


c21

c26

c27

Documents

S DE INYECCIÓN COMMON RAIL - tauja.ujaen.estauja.ujaen.es/bitstream/10953.1/5998/1/TFG_Foronda-Trillo... · sobre el proceso de inyección, ya que la bomba de este sistema genera