Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas

Equation Chapter 1 Section 1 Trabajo Fin de Grado Grado en Ingeniería Aeroespacial Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Autor: Juan Carlos Martos Cabrera Tutor: Antonio Franco Espín Dep. Ingeniería Aeroespacial y Mecánica de Fluídos Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2015 iii Trabajo Fin de Grado Grado en Ingeniería Aeroespacial Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Autor: Juan Carlos Martos Cabrera Tutor: Antonio Franco Espín Profesor Ayudante Doctor Dep. Ingeniería Aeroespacial y Mecánica de Fluídos Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2015 v Trabajo Fin de Grado: Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Autor: Juan Carlos Martos Cabrera Tutor: Antonio Franco Espín El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: Sevilla, 2015 El Secretario del Tribunal vii Índice Índice vii Índice de Tablas ix Índice de Figuras xi 1 Introducción 1 2 Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos ¡Error! Marcador no definido. 2.1. Motores en UAV's 3 2.2. Clasificación y funcionamiento de los motores alternativos ¡Error! Marcador no definido. 2.2.1. Dos tiempos vs. Cuatro tiempos 4 2.2.2. Carburador vs. Sistema de inyección 7 2.2.3. Encendido por chispa vs. Diesel 14 2.2.4. Importancia del proceso de intercambio de gases en motores de dos tiempos 15 2.3. Actuaciones de los motores de dos tiempos 16 2.3.1. Parámetros esenciales 17 2.3.2. Influencia del dosado 21 2.3.3. Influencia de la velocidad de giro 23 2.3.4. Influencia de la palanca de gases 27 2.3.5. Mapas de operación 32 2.4. Efecto de las condiciones de vuelo en las actuaciones de motores de dos tiempos de carburación 33 2.4.1. Disminución del gasto másico de aire 33 2.4.2. Enriquecimiento de la mezcla con la altitud 33 2.4.3. Modelos de corrección con la altitud 36 2.4.4. Modelo más aproximado para el motor Brison 5.8 40 2.5. Modelo global para motores de dos tiempos y encendido por chispa 41 3 Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 43 3.1. Diseño del banco de ensayos 43 3.1.1. Elementos constituyentes de la bancada 43 3.1.2. Montajes de bancada 49 3.1.3. Elementos adicionales 52 3.1.4. Metodología de ensayo 53 3.2. Selección de hélices para la caracterización de motores alternativos 54 3.2.1. Curva de potencia del Graupner 54 3.2.2. Estudio de las hélices 54 3.2.3. Selección de las hélices 57 4 Conclusiones 61 Referencias 63 ix ÍNDICE DE TABLAS Tabla 1. Comparación entre Brison 5.8 y Graupner G58 40 Tabla 2. Parámetros del Graupner necesarios para el modelo 42 Tabla 3. Especificaciones técnicas del Graupner 47 Tabla 4. Listado de hélices de prueba 58 Tabla 5. Clasificación hélices Helix 59 Tabla 6. Valores de tracción estimados para cada hélice 60 Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 4 2.2 Clasificación y funcionamiento de los motores alternativos En aviación se emplean distintas variedades de motores de combustión interna, no quedando restringido su uso a un solo tipo. Por ello, en esta sección se analizará cada una de las configuraciones que puede encontrarse en el mercado, haciendo hincapié en los motores de dos tiempos de carburación, puesto que así será el que se tenga en el laboratorio. Los motores de combustión interna, o motores alternativos, basan su funcionamiento en el mecanismo bielamanivela. El movimiento rectilíneo que realiza un pistón en el interior de un cilindro se transforma en el movimiento rotatorio de un eje, al que se conecta mediante dicho mecanismo. Sin embargo, para poder transmitir potencia al eje se necesita una fuente de energía. Ésta se consigue quemándose una mezcla de aire y combustible en el interior del cilindro cuando el pistón ha realizado su desplazamiento ascendente. Las fuertes presiones generadas tras la combustión empujan el pistón hacia abajo posibilitando que se repita un nuevo ciclo. Cuando se tienen varios cilindros dando potencia al mismo eje, éste se denomina cigüeñal. Consiste en un eje con codos dispuestos de una forma específica para conseguir que, en todo momento, al menos un pistón esté en fase de expansión (movimiento descendente tras realizar la combustión). Figura 2. Cigüeñal La clasificación de los motores de combustión interna se lleva a cabo atendiendo a los distintos métodos empleados para: intercambiar los gases en el cilindro, proporcionar la mezcla aire-combustible y provocar la combustión. 2.2.1 Dos tiempos vs. Cuatro tiempos Según como se produzca el intercambio de gases en el cilindro, los motores alternativos se dividen en dos grandes grupos: los de dos tiempos y los de cuatro tiempos. Los tiempos representan cada movimiento ascendente o descendente del pistón; así que, por cada vuelta que dé eje, el pistón hará dos tiempos. En ambos motores, cada ciclo de combustión se compone de 4 fases: admisión de la mezcla aire-combustible, compresión de la mezcla, combustión/expansión y salida de los gases quemados. Ahora bien, en función del grado de simultaneidad que presenten se podrá completar cada ciclo en una revolución del eje (motor de dos tiempos) o en dos (motor de cuatro tiempos). 2.2.1.1 Motor de dos tiempos Un motor de dos tiempos es mucho más simple y de menor tamaño que uno de cuatro, puesto que no necesita ningún tipo de válvula y no precisa de sistema de lubricación adicional. Es el propio pistón quien, en su movimiento ascendente y descendente, cierra o abre las lumbreras de entrada, transferencia y salida de gases. Además, al producirse una explosión por cada revolución del eje, es capaz de proporcionar una gran potencia. 5 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Pueden distinguirse dos zonas bien diferenciadas durante el ciclo: el cárter y la cámara de combustión. En el cárter se produce la admisión de la nueva mezcla y su posterior presurización; mientras que en la cámara de combustión tiene lugar la compresión de la mezcla, la explosión y la salida posterior de los gases de combustión. Figura 3. Ciclo de motor de dos tiempos En cada tiempo se producen las siguientes fases, que serán explicadas a continuación: - Primer tiempo (ascendente): Admisión y Compresión - Segundo tiempo (descendente): Combustión/Expansión y Escape Conforme el pistón asciende, movido por el giro del eje, se va creando una mayor depresión en el cárter. En el momento que se descubre la lumbrera de entrada, esta depresión se comunica al conducto de admisión, produciéndose la succión de la nueva mezcla de aire y combustible. Simultáneamente, en la cámara de combustión se está produciendo la compresión de la mezcla que entró en el cárter en el anterior ciclo. Cuando el pistón llega a su punto más alto, la mezcla de la cámara alcanza su máxima compresión, y es el momento en el que tiene lugar la combustión. Esta reacción libera una gran cantidad de energía, aumentando considerablemente la presión y temperatura de los gases, por lo que el pistón se ve violentamente empujado hacia abajo, transmitiendo el movimiento al eje mediante la biela. En su descenso, queda al descubierto la lumbrera de salida y se obstruye la de entrada. Con esto se consigue que, por un lado, vayan escapando los gases de la combustión, y por otro, que la nueva mezcla existente en el cárter se presurice para que sea capaz de sustituir a los gases remanentes de la cámara. El pistón continúa descendiendo y se abre la lumbrera de transferencia, quedando comunicados por primera vez cárter y cámara de combustión. Gracias a la presurización previa de la mezcla del cárter y a la salida de la mayor parte de los gases quemados, se puede llevar a cabo la sustitución de gases en la cámara, comenzando así un nuevo ciclo (el motor no se llegará a parar en ningún momento gracias a la inercia que adquiere tras la explosión). Sin embargo, este proceso no es nada eficiente y se desperdicia una cantidad considerable de combustible en lo que se conoce como “escape rápido”: parte de la nueva mezcla no es capaz de permanecer en el cilindro hasta que se cierre nuevamente la lumbrera de salida y escapa por ella. Sólo queda por dar un pequeño apunte sobre las ventajas e inconvenientes del sistema de lubricación. Para cualquier motor se trata de un sistema esencial puesto que se encarga de cubrir las partes móviles con una película protectora evitando que friccionen entre sí y que se desgasten rápidamente. Además, cumple la función de refrigerante. En el caso particular de un motor de dos tiempos, la propia mezcla de airecombustible, dado que viaja por todo el cárter y el cilindro, puede aprovecharse como lubricante sin más que añadir una cierta cantidad de aceite. En general ya se incluye en el mismo combustible en unas proporciones variables según el modelo de motor. Este aceite se irá desprendiendo de la mezcla para adherirse a las paredes del cárter y del cilindro y a elementos móviles como la biela, el pistón o los rodamientos del eje. De modo que no se requiere ningún sistema añadido que pudiera implicar un peso adicional. Por otra parte, esta solución presenta un inconveniente y es que todo el aceite sobrante que permanece en la Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 6 mezcla tras la fase de compresión, es quemado durante la combustión y expulsado al exterior. Esto, unido al escape rápido de combustible, hace que un motor de dos tiempos sea mucho más contaminante que uno de cuatro. A pesar de ello, su gran potencia específica y bajo peso lo convierten en una opción atractiva. 2.2.1.2 Motor de cuatro tiempos En comparación con su competidor, el motor de cuatro tiempos produce menos potencia, posee mayor tamaño, pero es más eficiente y contamina menos. La admisión y el escape de los gases se controlan mediante sendas válvulas accionadas por un árbol de levas conectado al eje del motor, como puede verse en la figura 4, donde también se representa el sistema de aceite. Con este método de intercambio de gases se garantiza un mayor aprovechamiento del combustible, debido a que la entrada y la salida de los gases en la cámara de combustión se produce en tiempos diferentes, evitándose así el escape rápido de combustible. Figura 4. Sistema de lubricación de motor de cuatro tiempos Por otra parte y como ilustra la representación anterior, para la lubricación se necesita un circuito adicional; no se puede emplear para ello la mezcla aire-combustible ya que no pasa por el cárter. En este caso, el aceite es impulsado por una bomba movida por el eje y posteriormente inyectado a presión en todas las zonas que precisen lubricación. Tras cumplir su función, el aceite va a parar al fondo del cárter, que actúa como depósito, pudiéndose así reutilizar más adelante. Como puede apreciarse, esta solución es mucho más respetuosa con el medio ambiente, al no quemarse aceite durante la combustión ni expulsarse al exterior en ningún momento. Figura 5. Ciclo de motor de cuatro tiempos 7 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Las fases que tienen lugar en cada tiempo son las siguientes: - Primer tiempo (descendente): Admisión - Segundo tiempo (ascendente): Compresión - Tercer tiempo (descendente): Combustión/Expansión - Cuarto tiempo (ascendente): Escape Al iniciar el ciclo, el pistón baja y la válvula de admisión se abre, permitiéndose así la entrada de la mezcla aire-combustible a la cámara de combustión. Cuando sube seguidamente, las dos válvulas se encuentran cerradas por lo que se produce la compresión de la mezcla. En el momento que alcanza su posición más alta se produce la combustión y la energía liberada empuja el pistón hacia abajo. En el siguiente movimiento ascendente se abrirá la válvula de escape, expulsándose los gases quemados al exterior y dejando la cámara preparada para un nuevo ciclo. Este sistema de válvulas hace que un motor de cuatro tiempos sea más costoso de reparar que uno de dos tiempos. Además, se precisa un muy buen ajuste para que todos los movimientos estén perfectamente sincronizados. En lo referente a la potencia que es capaz de proporcionar, se ha visto que el motor debe ser capaz de mover todo el árbol de levas para el accionamiento de las válvulas, así como la bomba de aceite. Por tanto, una parte de la potencia ganada en la combustión se pierde en vencer la inercia de estos sistemas. También debe tenerse en cuenta que en un motor de cuatro tiempos se genera una explosión por cada dos revoluciones del eje, a diferencia del motor de dos tiempos donde se tiene una por cada revolución. Todos estos factores hacen que, a igualdad de cilindrada (volumen del cilindro) y velocidad de giro, un cuatro tiempos consiga aproximadamente la mitad de la potencia de un dos tiempos. Para paliar esta desventaja se suelen emplear cilindros más voluminosos, aunque ello implica un mayor tamaño del motor, que ya de por sí era más grande por incluir los sistemas de aceite y válvulas. En definitiva, los motores de cuatro tiempos presentan una menor potencia específica. Sus puntos a favor son, en cambio, el menor consumo de combustible y el menor grado de contaminación. 2.2.2 Carburador vs. Sistema de inyección En los motores de combustión interna existen dos procedimientos bien diferenciados de conseguir la proporción adecuada de mezcla aire-combustible. El método tradicional viene siendo el uso del carburador, cuyo funcionamiento se basa en procesos fluidomecánicos. El segundo, más moderno, es la inyección de combustible, donde todo es controlado mediante sensores y válvulas accionadas por señales eléctricas. 2.2.2.1 Carburador El fenómeno gracias al cual funciona un carburador se conoce como efecto Venturi, y consiste en la aceleración que experimenta un fluido al pasar por un estrechamiento. Este aumento de velocidad lleva implícita una caída de presión en el propio fluido, que puede ser aprovechada para succionar combustible desde un surtidor. En lo que sigue se particularizará para motores de dos tiempos. Figura 6. Carburador elemental Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 8 Mientras asciende el pistón, se aspira aire procedente del exterior debido a la depresión generada en el cárter, haciéndose pasar seguidamente por un estrechamiento o venturi (“jet” en la figura 6) situado en el propio carburador. A dicho estrechamiento se conecta una cuba de combustible mediante un surtidor. La depresión generada en el venturi provoca la succión de combustible, que se pulveriza al salir del surtidor y se mezcla con el aire que pase en ese momento por el estrechamiento, llegando finalmente al cilindro para iniciar el ciclo de combustión. Esta depresión será mayor (y en consecuencia provocará una mayor succión de combustible), por un lado, cuanto menor sea la sección del venturi, y por otro, cuanto mayor sea el caudal de aire aspirado. El caudal se regula a partir de la apertura de la válvula de mariposa (“throttle valve” en la figura 6). Se trata de una válvula que se opone al paso de la corriente por el conducto de admisión del carburador. Cuando se encuentra cerrada, lo obstruye por completo, pasando el motor a modo de ralentí. Cuanto más se abra, más fácilmente se transmitirá la depresión del cárter, lo que conllevará un aumento del caudal y en definitiva una mayor potencia tras efectuarse la combustión. Su posición se controla accionando la palanca de gases del motor, de ahí que se la denomine también como válvula de aceleración. El nivel de combustible debe mantenerse constante para que éste salga del surtidor con la presión necesaria. Dicho de otra forma, para que se produzca la succión de combustible a partir de una depresión en el estrechamiento determinada. Es necesario, por tanto, que el nivel máximo quede unos milímetros por debajo de la salida del surtidor. Para ello la cuba suele disponer de un mecanismo válvula-flotador; cuando baja el nivel respecto al de referencia, la válvula, movida por el flotador, deja pasar combustible procedente del tanque principal hasta que vuelva a su estado inicial, momento en el que se cierra la válvula impidiendo el paso de más combustible. Hasta ahora sólo se ha hablado del circuito principal de combustible, conocido también como carburador elemental (figura 6). Existen, sin embargo, otros dispositivos que cumplen las siguientes funciones: - Funcionar a ralentí - Arrancar el motor en frío - Enriquecer la mezcla cuando se demandan fuertes aceleraciones en el motor - Mantener el dosado de la mezcla constante para cualquier rango de revoluciones Figura 7. Carburador real, circuito principal En la figura 7 se representa un modelo de carburador real, donde se ha resaltado en amarillo el circuito principal. Obsérvese la presencia de un tornillo regulador, comúnmente conocido como “aguja de alta” (chicleur principal en la figura). Esta aguja se usa para regular el flujo de combustible que escapa por el surtidor a una depresión del venturi constante. Se le añade el calificativo “de alta” puesto que se encuentra en 9 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas el circuito que actúa a medias y altas revoluciones del motor. Se puede apreciar además los elementos adicionales que se mencionaban antes y que serán descritos detenidamente. a) En primer lugar se explicará el funcionamiento del circuito de ralentí, que aparece destacado en la figura 8. Figura 8. Carburador real, circuito de ralentí Este circuito está diseñado para actuar con el motor en marcha y la válvula de mariposa completamente cerrada y para la transición entre esa posición y la de altas revoluciones. Por este motivo al tornillo regulador de combustible de este circuito se le llama “aguja de baja”. Una peculiaridad del circuito es que se comunica con el conducto de admisión mediante varios orificios (uno principal y varios de by-pass), a diferencia del circuito principal donde sólo se tiene un surtidor. Estando la válvula de mariposa completamente cerrada, el orificio principal se localiza debajo de ésta mientras que los de by-pass se sitúan por encima. Al arrancar el motor, las revoluciones serán bajas y la válvula de mariposa estará cerrada. El suministrador de combustible no podrá ser entonces el circuito principal, puesto que la depresión del cárter no podrá llegar al venturi. En su lugar, esta depresión se comunicará al exterior a través del orificio principal del circuito de ralentí, originándose una aspiración de aire. Por otra parte, gracias a que este circuito guarda una conexión con el surtidor, también se producirá una succión de combustible. Finalmente, la mezcla de aire-combustible será inyectada debajo de la válvula de mariposa, no sin antes pasar por la aguja de baja. En esta configuración se dice que el motor está funcionando en ralentí, de forma automantenida. Sin embargo, si se pretendiera acelerar el motor abriendo lentamente la válvula de mariposa surgiría un problema: como consecuencia del caudal de aire que deja pasar la válvula, la mezcla que llega al cilindro se empobrece, ya que la depresión creada en el venturi aun no es lo suficientemente fuerte como para succionar combustible del surtidor. Cuanto más se abra la válvula, mayor caudal de aire se tendrá y más pobre será la mezcla, llegando al punto de que el motor se pare por falta de combustible. Para solucionar estas dificultades en la transición del circuito de ralentí al circuito principal se tienen los orificios de by-pass o de progresión, que como se adelantó anteriormente, se encuentran por encima de la válvula de mariposa. Esto conlleva que no actúen en posición de ralentí, dado que no se puede transmitir la depresión que hay debajo de la válvula. Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 10 Figura 9. Orificios del circuito de ralentí No obstante, cuando se destapa el primer agujero al abrir un poco la válvula, se comunicará una mayor depresión al surtidor, lo que conllevará una mayor succión de combustible desde el circuito auxiliar. Esta mezcla enriquecida, suministrada a través del orificio principal y el primero de by-pass, compensará el empobrecimiento causado por el caudal extra de aire que circula a través de la válvula de mariposa. Si sigue abriéndose la válvula quedará al descubierto el segundo agujero de by-pass, inyectándose mayor cantidad de combustible para mantener aproximadamente constante la proporción de la mezcla. El circuito principal podrá empezar a funcionar en el momento que se haya alcanzado un caudal que genere la depresión necesaria en el venturi. Inicialmente, ambos circuitos trabajarán simultáneamente, pero para cierta apertura de la válvula de mariposa se generará una depresión en el estrechamiento que anulará la succión en los orificios de ralentí, dejando de funcionar dicho circuito para revoluciones más elevadas. b) Por otra parte, cuando se pretende arrancar el motor estando éste frío, gran parte del combustible que proporciona el carburador se condensará en las paredes de los colectores o conductos de admisión, por lo que al cilindro llegará una mezcla muy pobre. Si continuara así, difícilmente podría funcionar el motor de forma autónoma. Para solventar este nuevo inconveniente se dispone del dispositivo de arranque en frío, que consigue generar una mezcla muy rica en combustible para compensar las pérdidas por condensación. Figura 10. Dispositivo de arranque en frío Existen varios tipos de dispositivos, siendo el más empleado el estrangulador manual, representado en la figura 10. El estrangulador no es más que una segunda válvula de mariposa situada por encima del venturi. Generalmente ambas válvulas se encuentran conectadas cinemáticamente, de tal manera que al cerrarse el estrangulador se induce una pequeña apertura de la mariposa de gases. Inicialmente el motor se encuentra en posición de ralentí y está siendo movido por la generación externa, ya sea mediante un motor eléctrico o de forma manual. No es capaz de funcionar por sí mismo ya que el circuito 11 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas de ralentí no es capaz de producir una mezcla lo suficientemente rica, como consecuencia de las condensaciones de combustible. Lo que se hace en este momento es cerrar casi por completo el estrangulador, abriéndose parcialmente la mariposa de gases. La depresión del cárter apenas podrá comunicarse al exterior por estar el estrangulador cerrado, por lo que se transmitirá casi por completo a la cuba de combustible, generándose una gran succión de éste. Si se le une el poco aire que deja pasar el estrangulador, se tendrá como resultado una mezcla muy enriquecida, lo suficiente para compensar las condensaciones. Una vez que el motor haya alcanzado su temperatura de funcionamiento, se abrirá el estrangulador, volviendo la mariposa de gases a su posición de ralentí y pudiendo el motor mantenerse estable. c) Otro elemento presente en carburadores de grandes motores es la bomba de aceleración. Cuando se abre la válvula de mariposa para conseguir una aceleración inmediata del motor, la mezcla no se enriquece instantáneamente debido a la inercia que presenta el combustible para pasar por el surtidor. Se producirá además una mayor aspiración de aire exterior por el conducto de admisión, empobreciéndose la mezcla y en consecuencia no siendo capaz de acelerarse durante unos instantes. Para que no ocurra esto, se instala en el carburador un circuito auxiliar de sobrealimentación, cuyo objetivo es enriquecer momentáneamente la mezcla mientras que no salga el combustible necesario por el surtidor. Figura 11. Circuito bomba de aceleración Como puede verse en la figura 11, existe una ligadura cinemática entre la válvula de mariposa y la bomba de aceleración. Cuando se abre la válvula, se comprime el muelle produciéndose el bombeo de combustible hacia el conducto de admisión. Se evita que regrese a la cuba mediante una válvula de retención. d) Por último, algunos carburadores poseen un sistema automático corrector de mezcla. Se utiliza para evitar que a altas revoluciones ésta se enriquezca demasiado. Figura 12. Dosificación sin corrector de mezcla Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 12 En la figura 12 se representan los caudales de aire y combustible aspirados por el motor a distintas revoluciones, siendo este último ponderado por un coeficiente tal que el punto de corte de las dos gráficas represente la proporción estequiométrica de mezcla. Sólo se tiene en cuenta el combustible que sale del surtidor principal, sin atender al circuito de ralentí. En primer lugar, se observa que entre 0 y rpm no se produce succión de combustible; esto se debe a que aun no se ha generado la suficiente depresión en el venturi. A partir de el caudal de combustible empieza a aumentar más rápido que el de aire, llegando a la mezcla estequiométrica en . Si siguen aumentando las revoluciones, la mezcla se hará cada vez más rica en combustible. El valor de será uno u otro en función del ajuste que se le haya dado al carburador, es decir, de la posición de la aguja de alta. Por un lado, el circuito de ralentí sirve para cubrir la falta de combustible a bajas revoluciones (donde se tendrían mezclas pobres) y por otro, el sistema corrector de mezcla disminuye la cantidad de combustible que se expulsa por el surtidor a altas revoluciones (véase la figura 13). Se tendría así una mezcla muy próxima a la estequiométrica para todo el rango de revoluciones en el que trabajaría el motor. Figura 13. Dosificación con corrector de mezcla Una forma de lograr este ajuste a altas revoluciones consiste en añadir un compensador en el surtidor principal, tal como aparece en la figura 14. Se trata de un tubo, llamado pozo compensador, que se introduce en el surtidor y que presenta unos orificios a distintas alturas, además de una abertura en la parte superior con la que se comunica con el conducto de admisión. Figura 14. Sistema corrector de mezcla Con un funcionamiento normal del motor, próximo a la velocidad , la mezcla es estequiométrica y el nivel del surtidor máximo, por lo que los orificios laterales del tubo compensador se encuentran tapados al exterior. A medida que aumenten las revoluciones, se generará una mayor depresión en el venturi, demandándose más combustible del que es capaz de suministrar la cuba en ese momento. Como consecuencia, el nivel de combustible del surtidor bajará, quedando al descubierto los orificios laterales. El aire aspirado del exterior pasará a través de la abertura superior del tubo y posteriormente por estos orificios, mezclándose con el 13 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas combustible y consiguiéndose una mezcla rebajada. A mayores revoluciones, menor será el nivel del surtidor y más orificios se habrán destapado, anulándose en todo momento la tendencia del surtidor a enriquecer la mezcla. 2.2.2.2 Sistema de inyección Una diferencia fundamental entre el carburador y el sistema de inyección es que el primero suministra el combustible a baja presión a través del surtidor, mientras que el segundo lo hace a alta presión mediante un inyector. Así, el combustible queda completamente atomizado, dificultando su condensación en las paredes de los conductos y del cilindro. Para llevar el combustible a presión hasta los inyectores se utiliza una electrobomba, que lo toma directamente del tanque de combustible. Una vez presurizado, pasa por un filtro y llega a la rampa de inyección (conducto común para todos los inyectores). Si la presión en la rampa es demasiado alta, un regulador de presión hace regresar el combustible en exceso al tanque por la línea de retorno. Finalmente, mientras al inyector le llegue una señal eléctrica determinada permitirá el paso de combustible desde la rampa de inyección. Figura 15. Esquema de sistema de inyección Dependiendo de donde se produzca la inyección de combustible se podrá clasificar en dos tipos: directa e indirecta. En la inyección directa, el combustible pasa directamente al interior del cilindro (esta es la existente en motores Diesel). En la indirecta, en cambio, el combustible se inyecta en el conducto de admisión, donde se mezcla con el aire antes de entrar en el cilindro. No se necesitará, por tanto, una presión de inyección tan alta como en la directa. En la figura 16 se observa la evolución a lo largo de los años del sistema empleado para producir la mezcla de aire-combustible. Puede comprobarse que actualmente el método predominante es la inyección directa. Figura 16. Evolución del sistema suministrador de combustible Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 20 2.3.1.4 Eficiencia Por último, la eficiencia es una medida de cuánta energía disponible antes de iniciarse la combustión se convierte en potencia útil, la cual será usada para mover el eje del motor. Al inicio de cada ciclo de combustión, la energía se encuentra almacenada en el combustible retenido en el cilindro, siendo ésta producto de la masa de combustible por su poder calorífico (máximo calor que desprenderá por unidad de masa al producirse la reacción). Sin embargo, no toda esa energía se aprovechará para producir trabajo en el pistón. Existirán pérdidas térmicas y combustión incompleta (no todo el combustible que permanezca en la cámara de combustión se quemará). Todo esto motiva una bajada del rendimiento térmico , cuya expresión es ( 19) donde se ha tenido en cuenta que por ser el motor de dos tiempos ( 20) También se producirán pérdidas mecánicas, debidas a la fricción, al convertir la potencia del pistón en potencia útil en el eje, como se comentó anteriormente. Se definía entonces el rendimiento mecánico como el cociente entre la potencia útil y la potencia mecánica neta . La eficiencia global del motor, que se formula como el cociente del trabajo útil y la energía almacenada en el combustible, será el producto de los dos rendimientos anteriores. ( 21) Una expresión alternativa se consigue si en la primera igualdad se divide numerador y denominador por la potencia útil, quedando ( 22) Aquí se comprueba cómo el consumo específico supone una medida de la eficiencia. Mientras menor sea, más eficiente será el proceso. De forma análoga, el rendimiento de combustión se puede expresar como ( 23) Por otra parte, existen rendimientos adicionales asociados a la cantidad de mezcla que queda atrapada en el cilindro. Se define el factor de entrega como el cociente entre el flujo másico de aire seco proporcionado al cilindro y el que proporcionaría estando éste en condiciones normales de presión y temperatura ( y ) ( 24) siendo la densidad del aire en dichas condiciones. Una menor cantidad de aire entregado conllevará una menor masa de combustible (para mantener la proporción de la mezcla constante) y por tanto menor energía obtenida del proceso de combustión. También debe tenerse en cuenta que no toda la mezcla entregada permanecerá en el cilindro, sino que buena parte de ella realizará un escape rápido sin intervenir en la combustión. Es necesario establecer una nueva eficiencia, llamada en este caso eficiencia de confinamiento (trapping efficiency en inglés). Representa la relación entre la masa de aire que queda retenida en el cilindro y la masa que se entrega. Es por ello que guarda cierta relación con la eficiencia de sustitución aunque no son exactamente lo mismo. El producto del factor de entrega y la eficiencia de confinamiento recibe el nombre de eficiencia de carga (charging efficiency 21 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas en inglés). Se trata del cociente entre la masa de aire que se retiene realmente en el cilindro y aquella que guardaría si se llenase con todo el aire de entrada en condiciones normales de presión y temperatura. ( 25) De modo que la masa de combustible retenida en el cilindro en cada ciclo se puede expresar empleando estas eficiencias de la siguiente manera ( 26) donde , conocido como dosado, es la proporción en masa de combustible/aire de la mezcla. Finalmente, despejando la potencia útil de la ecuación (21) y sustituyendo las expresiones (14), (20) y (26) se llega a ( 27) ( 28) ( 29) Estas fórmulas reflejan el comportamiento real que experimenta un motor durante su funcionamiento. Los parámetros , y serán constantes en todo momento; mientras que , , , y serán función de las 3 variables de control existentes: velocidad de giro , posición de palanca y altitud de vuelo . Estudiar en detalle cómo afecta cada una de estas variables a los parámetros anteriores, con el fin de elaborar un modelo de actuaciones, sería algo muy costoso. El mayor inconveniente, sin embargo, radicaría en que el error cometido al modelar cada parámetro se iría multiplicando, llegándose a resultados no muy fiables en las magnitudes globales. Por esta razón se preferirá elaborar un modelo alternativo que dependa exclusivamente de , y , que son las variables sobre las que el piloto puede actuar. La posición de palanca y la altitud la establece el piloto de forma directa; en cambio la velocidad de giro, como se verá más adelante, se determina indirectamente según la velocidad y altitud de vuelo, el ángulo de paso de la hélice (en caso de ser de paso variable) y la palanca de gases. 2.3.2 Influencia del dosado El dosado , como ya se ha comentado, representa la proporción de mezcla y se define como el cociente entre los flujos másicos de combustible y aire que llegan al cilindro. En la literatura se suele encontrar el término Air to Fuel Ratio ( ), que no es más que el inverso del dosado: ( 30) La proporción en masa de aire-combustible ( ) para una combustión estequiométrica es de aproximadamente 14.7 para motores de combustión interna. A partir de este valor se definen usualmente en la literatura un nuevo parámetro para indicar si la mezcla es rica o pobre en combustible. Se trata del factor relativo de combustible-aire , y no es más que el cociente entre el dosado real y el estequiométrico. Así que valores de mayores que la unidad representarán una mezcla rica, mientras que valores menores se corresponderán con una mezcla pobre. ( 31) El dosado es uno de los parámetros más importantes para las actuaciones del motor si lo que se pretende es conseguir máxima potencia o mínimo consumo específico. No obstante, la estequiométrica de no se Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 22 corresponde con el valor que optimiza ninguna de las anteriores características. Generalmente con mezclas ricas se obtienen los máximos de potencia mientras que con mezclas pobres se minimiza el consumo específico de combustible. Blair [1] generó curvas de presión media efectiva y consumo específico para un motor de dos tiempos, de cilindrada, máxima posición de palanca y , variando el valor del dosado de la mezcla proporcionada al cilindro en cada caso. Observó que la máxima se conseguía con un de mientras que para el mínimo se necesitaba un de . Por tanto, no será posible conseguir máxima potencia y mínimo consumo con un mismo dosado de mezcla. Normalmente se suele llegar a una solución de compromiso para cumplir ambos objetivos. Figura 22. Influencia del dosado según Blair Algo que puede llamar la atención es que la máxima potencia se alcanza para mezclas ricas en combustible. En principio, si se tiene una combustión estequiométrica todos los reactivos se quemarán, por lo que si se le añadiera combustible en exceso, éste no intervendría en la reacción. Lo que ocurre en realidad es que el dosado se corresponde con la relación combustible-aire proporcionada al cilindro, pero ésta no tiene por qué ser igual a la proporción combustible quemado-aire. La razón de ello es que la combustión se ve afectada por el rendimiento térmico , función de diversos factores como la temperatura o la presión de la mezcla, que hará que no todo el combustible se queme aunque disponga de suficiente oxígeno para hacerlo. Por tanto, con mezclas más ricas se conseguirá que más cantidad de combustible reaccione, con menor exceso de oxígeno. No obstante, llegará un punto en el que por más rica que sea la mezcla no se quemará más combustible. A partir de ahí la presión media efectiva bajará, puesto que empeora el rendimiento de la combustión ante tanto exceso de combustible. Existirá un límite en el que se ahogará el motor y no podrá ser capaz de seguir en funcionamiento. Blair identificó este punto con un para su motor de ensayo, aunque diferirá respecto a otros tipos y modelos de motores, siendo sólo un valor orientativo. También existirá un punto extremo de mezcla pobre, a partir del cual el motor no sea capaz de producir la suficiente potencia como para vencer su propia inercia; según Blair. Por otra parte, Taylor [3] recoge una gráfica teórica de consumo específico, análoga a la de Blair, donde incluye curvas a distintas posiciones de palanca de gases. En este caso se representa en función del factor relativo de combustible-aire , en lugar del Air to Fuel Ratio . 23 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Figura 23. Influencia del dosado según Taylor En primer lugar, se observa una disminución del al aumentar la posición de palanca; debiéndose principalmente al incremento de la potencia generada. Por otro lado, y al igual que en la gráfica de Blair, al empobrecer la mezcla el consumo específico disminuye. Sin embargo, esto no es así indefinidamente sino que existe un valor óptimo en torno a a partir del cual, si se sigue empobreciendo, aumentará el consumo. Este comportamiento resulta ser más realista puesto que con una mezcla de baja relación de combustible se obtendrá una potencia reducida, penalizando por tanto el consumo específico. De hecho, cuanto menor sea la posición de palanca, más perjudicial será una mezcla excesivamente pobre, aunque Taylor aclara que la curva correspondiente a ¼ de palanca puede no contener datos fiables, debido a que pequeños errores en la estimación de la fricción conllevaría grandes errores en el cálculo del consumo. Respecto a qué valores de dosado son empleados a lo largo de la envolvente de vuelo del avión, los motores de combustión interna cuentan con una selección de éste atendiendo a la posición de palanca. En motores de carburación se realizará de forma fluidomecánica y en motores de inyección de modo electrónico, siendo este último más preciso. En general, mientras mayor sea la posición de palanca, más rica será la mezcla. Para actuaciones en despegue, subida y aceleración se requerirá máxima potencia en el motor, así que el dosado deberá estar próximo al proporcione máxima (mezcla enriquecida). En crucero el motor trabajará a potencias medianamente altas y se buscarán mezclas algo empobrecidas con las que se consigan buenos consumos específicos y valores aceptables de . Finalmente, en configuración de ralentí o descenso se le requerirá menos potencia al motor, empleándose mezclas aún más pobres próximas al punto de mínimo . 2.3.3 Influencia de la velocidad de giro La velocidad de giro de un motor no se impone sino que queda determinada por el equilibrio entre la potencia proporcionada por el motor y la consumida por la hélice. Para una determinada altitud de vuelo, una posición de palanca fijada y un ajuste dado del carburador, el motor tendrá asociada una curva característica de potencia frente a revoluciones. Por su parte, la hélice también tendrá una gráfica equivalente. Mientras mayores sean la velocidad de giro y su diámetro, más potencia consumirá. Otros factores que también incrementan la potencia consumida son la velocidad de vuelo y el ángulo de paso de la hélice. Finalmente, buscando el punto de corte de ambas curvas se obtiene las revoluciones de equilibrio. Cuanto mayor sea la posición de palanca o menor sea la altitud de vuelo, este punto se desplazará a velocidades más altas, debido a que aumenta la potencia proporcionada por el motor a cualquier , como se observa en la figura 24. Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 24 Figura 24. Puntos de corte para distintas configuraciones de motor Lo mismo ocurriría si se empleara una hélice de menor diámetro, menor ángulo de paso o se volase velocidad más reducida, puesto que la potencia consumida disminuiría para cualquier velocidad de giro. Figura 25. Puntos de corte para distintas configuraciones de hélice Es fundamental conocer el comportamiento de un motor ante la velocidad de giro, ya que atendiendo a esto se podrá seleccionar una hélice que proporcione el empuje requerido en crucero a unas revoluciones que minimicen el consumo específico. En las figuras 26 y 27, obtenidas por Heywood [4] para un motor de combustión interna y encendido por chispa, se representan las potencias, presiones medias efectivas y consumos específicos indicados y de frenado como función de la velocidad de giro del motor y a máxima posición de palanca. 25 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Figura 26. Influencia de la velocidad de giro en la potencia y la presión media efectiva Figura 27. Influencia de la velocidad de giro en el consumo y el rendimiento La potencia indicada se genera de la suma de la potencia de frenado y la potencia de fricción . A medida que aumentan las revoluciones, se producirán cada vez mayores pérdidas por rozamiento, lo que provocará que la potencia de frenado alcance un máximo y después descienda, a diferencia de la tendencia monótonamente creciente de la potencia indicada. Esto queda también patente en la bajada del rendimiento mecánico , que pasa de tener un valor de en a valer en . Por otra parte, las curvas de presiones medias efectivas y presentan formas parabólicas. Dado que el consumo específico varía poco en todo el rango de velocidades, los cambios en el rendimiento de combustión afectarán poco a la , así que esa forma se deberá principalmente a modificaciones en la eficiencia de carga . A velocidades medias se tendrá la mayor cantidad de mezcla en el cilindro, lográndose entonces el máximo trabajo en el pistón tras la combustión. A pesar de que a mayores velocidades la disminuye, la potencia indicada seguirá aumentando gracias a la mayor velocidad del motor. La presión media efectiva de fricción , que se define como la diferencia entre la indicada y la de frenado, crece linealmente con la velocidad del motor, provocando que el máximo de se sitúe a menores revoluciones que el máximo de . La da una idea de cuánta energía es desperdiciada en cada ciclo realizado por el pistón. ( 32) Para acabar de analizar la gráfica, se observa cómo el consumo específico disminuye con las revoluciones, alcanzando un valor mínimo a . Esto se debe a la mejora del rendimiento de Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 26 combustión (del orden de ), puesto que al aumentar la velocidad del pistón se perderá menos energía por transmisión de calor. Con el consumo ocurre lo contrario, ya que las mayores pérdidas por fricción serán más importantes que el mejor aprovechamiento de la combustión. Se procede a continuación a elaborar un modelo genérico de variación de la potencia con la velocidad de giro del motor. El consumo específico se asumirá aproximadamente constante con las revoluciones, dado que las variaciones que experimenta no suelen ser tan acusadas como en la potencia o en la presión media efectiva. Se recurre a las curvas a nivel del mar correspondientes a un motor de dos tiempos, de encendido por chispa y 3 cilindros recogidas también por Heywood [4], y que se presentan en la figura 26. Figura 28. Curvas de un motor de dos tiempos en función de la velocidad de giro Se tratan de curvas correspondientes a posición de palanca máxima. Sólo interesará la correspondiente a la potencia. Tomando puntos de la gráfica y calculando la curva de mejor ajuste, se llega a la siguiente expresión polinómica adimensional, válida para cualquier motor de características semejantes ( 33) donde es la velocidad de giro adimensionalizada con aquella para la que se genera la máxima potencia : ( 34) En lo que sigue se empleará la variable para referirse a velocidad de giro en , mientras que se seguirá conservando para velocidad en . Seguidamente se representa esta función en un rango de para verificar que presenta un comportamiento similar a la curva de potencia proporcionada por Heywood. 27 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Figura 29. Ejemplo de curva de potencia en función de la velocidad de giro 2.3.4 Influencia de la palanca de gases La palanca de gases es el medio principal para controlar la potencia que puede suministrar el motor en todo momento. Cuando la palanca se encuentra en su posición máxima, se dice que el motor funciona a carga total; en caso contrario, trabaja a carga parcial. Ya sea por conexión mecánica o por control remoto, una modificación en la posición de la palanca provocará una mayor o menor apertura de la válvula de mariposa situada en el carburador. Cuanto más abierta esté, más fácilmente se transmitirá la depresión del cárter al exterior, permitiendo una mayor entrada de aire. Respecto a la variación de la proporción de combustible, ya se explicó en la subsección 2.3.2 que el dosado crece al incrementar la posición de palanca, aunque de forma controlada ya que los carburadores cuentan con sistemas correctores de mezcla, como se vio en la subsección 2.2.2 Así que en términos generales, un cambio en la palanca afectará mayoritariamente a la cantidad de mezcla encerrada en el cilindro y en menor medida al dosado. Por tanto, cuanto mayor sea la posición de ésta, más energía se podrá obtener de la combustión y mayor potencia se conseguirá en el eje. Heywood [4] afirma que a carga parcial un motor presentará curvas de velocidad de giro similares a las de la figura 26, aunque la disminución de a altas velocidades será más acusada por existir una peor eficiencia de carga , es decir, disminuirá la cantidad de mezcla que se retiene en el cilindro. Ver ecuación (28). Respecto al consumo específico , se verá penalizado a carga parcial por la disminución del rendimiento mecánico ; ver ecuación (29). La fricción dependerá principalmente de la velocidad de giro; si disminuye la posición de palanca manteniéndose constante las revoluciones, se tendrá una reducción de la potencia conseguida en el pistón (potencia indicada) mientras que la potencia de fricción apenas experimentará cambios. En consecuencia, la proporción será mayor, resultando en una bajada del rendimiento mecánico. Queda patente en la figura 30 procedente de Taylor [3]. Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 28 Figura 30. Variación del rendimiento mecánico con la posición de palanca Una vez explicado cualitativamente, se creará de modo equivalente un modelo de correción de la potencia y consumo específico ante cambios en la posición de palanca. Esta vez se tomarán como referencia gráficas pertenecientes a Taylor [3] donde se representan, para un motor alternativo de carburación y encendido por chispa, las modificaciones experimentadas en la y el ante cambios en el dosado y para varias posiciones de palanca. Figura 31. Curvas de bmep en función del dosado para varias posiciones de palanca Figura 32. Curvas de bsfc en función del dosado para varias posiciones de palanca 29 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Aunque no se tengan valores de potencia, los resultados asociados a la presión media efectiva podrán ser extrapolables a la potencia, sin más que tener en cuenta que ( 35) La influencia del dosado ya se estudió anteriormente, así que se atenderá a los valores correspondientes a un dosado próximo a la unidad. Debido a la variabilidad de cada magnitud con el dosado, cuando el motor funcione en condición rica el factor de corrección será más acertado para la , mientras que si trabaja en condición pobre dará mejores resultados para el . Tomando estos datos se crean las gráficas de las figuras 33 y 34, en las que se observa una tendencia lineal creciente con la posición de palanca para la potencia y una dependencia potencial decreciente para el consumo. Figura 33. Factor de correción de potencia para posición de palanca Figura 34. Factor de correción de consumo para posición de palanca Las expresiones de ambos factores son respectivamente ( 36) ( 37) refiriéndose el subíndice a carga parcial (part load) y a carga total (full load), donde se tiene . Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 36 que técnicamente no se genera el mismo dosado con uno y otro sistema, ya que el carburador presenta limitaciones a bajas revoluciones. El sistema de inyección conseguía reducir el consumo específico entre un 10% y un 30% a estas velocidades, así como aumentar la potencia generada. No obstante en mayores rangos de velocidades, en los cuales actuaría el motor mayormente, se tiene un comportamiento casi idéntico al del motor con carburador. Por tanto, despreciando las diferencias que puedan presentar carburador y sistema de inyección a bajas revoluciones, se puede considerar válida la hipótesis anteriormente mencionada. 2.4.3 Modelos de corrección con la altitud Los modelos de variación con la altitud encontrados en la literatura [2] se corresponden generalmente con motores de dos tiempos con sistemas de inyección. No obstante, por lo dicho anteriormente, también podrán ser aplicables a motores de carburación con ajuste óptimo para cada altitud. En la presente subsección se comentarán cada uno de los modelos encontrados tanto para motores de dos tiempos como de cuatro tiempos, junto con las conclusiones a las que llegaron sus creadores. Se diferenciará entre modelos para variación de altitud y modelos para variación de temperatura y presión atmosféricas. 2.4.3.1 Modelos dados por variación de altitud Se tratan de modelos que vienen expresados en función de la densidad atmosférica, que generalmente se traduce a una altitud equivalente sin más que usar los valores de la atmósfera ISA. a) Anderson Propone un factor de corrección general de la potencia respecto a la correspondiente a nivel del mar atendiendo a la densidad atmosférica. ( 58) Asume, por otro lado, un consumo específico constante con la altitud para motores empleados en cruceros de hasta 3 km de altitud. b) Kimberlin Emplea una nomenclatura diferente a la de Anderson pero llegando a un modelo equivalente. ( 59) siendo ( 60) 2.4.3.2 Modelos dados por variación de presión y temperatura atmosféricas Considerar de forma independiente los efectos de la temperatura y la presión hace que estos modelos sean más exactos que los anteriores. La atmósfera ISA es una aproximación sencilla del comportamiento que presenta la atmósfera real; es fiable en cuanto a la delimitación de los niveles de vuelo pero no en cuanto a la determinación rigurosa de las variables termodinámicas. Por tanto, un modelo función de la altitud según la atmósfera ISA no será muy acertado en general, ya que la existencia de fenómenos atmosféricos como borrascas o anticiclones alterarán considerablemente la actuación del motor. Con los siguientes modelos se elimina este inconveniente. a) Heywood & Sher Formulan un factor que ya no es equivalente a los de Kimberlin y Anderson. Se calcula directamente a partir de la temperatura y la presión atmosféricas, donde es la presión parcial de vapor de agua. 37 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas ( 61) b) Taylor Establece un factor de corrección tomando como referencia una altitud cualquiera, de modo parecido a como lo hizo Heywood pero sin tener en cuenta la humedad del aire. Es aplicable a motores de encendido por chispa en general si se manteniene constante la velocidad de giro del motor, el dosado y la apertura de la palanca de gases ante las variaciones de condiciones atmosféricas. ( 62) c) Harari & Sher Estudiaron el efecto de la presión atmosférica en un motor de dos tiempos de encendido por chispa de 350cc y 2 cilindros. Incluyeron además el efecto de la temperatura basándose en correlaciones de otros artículos. Corroboraron que el cociente de temperaturas del factor de correción de un motor de dos tiempos debía estar elevado a 0.8 en lugar de a 0.5, como ocurría en la literatura de cuatro tiempos. Según esto, en un motor de dos tiempos el efecto de la variación de la temperatura ambiente será mayor que en uno de cuatro. Inicialmente sugirieron un factor de corrección de potencia y válido para velocidades de hasta 6000 rpm y para presiones ambiente tan bajas como 70 kPa (3 km de altitud), donde es el índice de humedad. ( 63) Observaron que el par motor máximo disminuía con la reducción de la presión del aire de entrada, debido a la existencia de mayores flujos de retorno desde el cárter a la atmósfera (sobre todo a bajas rpm) y por el descenso de la eficiencia del proceso de sustitución motivado por el escape rápido de gases de refresco. Esta caída de eficiencia pareció ser también la causante del aumento del consumo específico. Finalmente, llegaron a la conclusión de que el factor de correción era proporcional a la presión atmosférica elevada a un exponente comprendido entre 1 (para bajas velocidades del motor) y 2 (para altas velocidades), en lugar de simplemente 9/8. Eliminando la dependencia con la humedad, la expresión quedaría: ( 64) Posteriormente, quisieron estudiar en mayor profundidad cómo afecta al exponente las variaciones en la presión atmosférica. Representaron la potencia para distintas presiones y revoluciones en escalas logarítmicas para examinar el valor del exponente y así aplicarlo a su modelo de corrección. Las líneas en la figura se corresponden con exponentes de 1, 9/8, 1.5 y 2. Por definición, a presión ambiente, 98.5 kPa, coinciden todos los puntos. Para presiones de 84 y 70 kPa existe un buen ajuste para el exponente 1.5, mientras que para 57 kPa los puntos se reparten entre 9/8 y 1.5. Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 38 Figura 39. Estudio de Harari & Sher sobre el exponente Observando la gráfica, no se aprecia una gran correspondencia por lo afirmado por Harari & Sher de que el exponente 1 se ajuste mejor a velocidades bajas y el exponente 2 a altas. Por tanto esta variabilidad del factor de corrección con la velocidad de giro no será tenida en cuenta para el modelo genérico de actuaciones. 2.4.3.3 Comparación entre los distintos modelos Una vez presentados los distintos modelos encontrados en la literatura se procede a hacer una breve comparación entre cada uno de ellos. En la siguiente figura se representan los factores de corrección en función de la altitud, habiéndose empleado los datos de presión, temperatura y densidad proporcionados por la atmósfera ISA. Se ha despreciado el efecto de la humedad del aire, puesto que no resulta ser muy influyente, tal y como demostró Cline [1]. Figura 40. Comparación de los factores de correción Se observa que las curvas correspondientes a los factores de Anderson, Kimberlin, Heywood, Taylor y Harari & Sher (con exponentes 1 y 9/8) son muy semejantes. Las mayores diferencias se encuentran en los factores de Harari & Sher con exponentes 1.5 y 2, donde se aprecia una penalización más grave al aumentar la altitud. A partir de 5000 m las actuaciones del motor son muy pobres, estando el factor de corrección comprendido entre 0.3 y 0.6 según el modelo. 39 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Nótese el gran parecido de las curvas de Kimberlin y Anderson con el resto, exceptuando las correspondientes a exponentes altos de Harari & Sher. Esto se debe principalmente a dos motivos. Primeramente, para todas las curvas se han usado los valores de presión y temperatura correspondientes a la atmósfera ISA; en caso de que la atmósfera no estuviese próxima a la ISA, aparecerían diferencias más notables. Por otro lado, la mayoría de estos modelos se han creado para motores de cuatro tiempos y posteriormente se han generalizado para motores de dos tiempos. No obstante, ya se sabe que los motores de dos tiempos presentan el inconveniente de los escapes rápidos y flujos de retorno, fenómenos que según Harari & Sher [2] cobran mayor importancia al aumentar la altitud. Así que, los modelos de Harari & Sher de exponentes elevados podrían ser más adecuados para estos motores. 2.4.3.4 Dependencias experimentales Se tratarán a continuación algunos autores, que a pesar de no elaborar ningún modelo de corrección, sí que llegaron a interesantes conclusiones en los experimentos que llevaron a cabo. a) Shin, Chang y Koo Crearon un código que predice las variaciones de potencia, presión media efectiva y consumo específico con la altitud en un motor de cuatro tiempos, 25cc y encendido por chispa. A partir de los resultados experimentales registrados a nivel del mar, simularon el programa obteniendo las siguientes gráficas: Figuras 41, 42 y 43. Gráficas de variación con la altitud de Shin, Chang y Koo Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 40 Algunas conclusiones obtenidas fueron que existía una dependencia lineal de la con la presión ambiente, mientras que el crecía de forma no lineal con la altitud. Además consideran que un factor que penaliza las actuaciones a mayores altitudes es el incremento de pérdidas por fricción. Puede observarse en la gráfica cómo el pico de potencia se desplaza hacia menores rpm al aumentar la altitud, fenómeno semejante al que ocurría al reducir la posición de palanca. Esto podría explicarse con el modelo de Harari & Sher de la ecuación (64), ya que el factor de corrección tendría menor valor cuanto más alta fuese la velocidad de giro. Sin embargo, dada la poca fiabilidad de los resultados de Harari & Sher, se preferirá emplear un modelo independiente de las revoluciones del motor, como es común encontrar en la literatura. b) Watanabe & Kuroda Estudiaron el efecto de la temperatura del aire de entrada para un motor de dos tiempos de gasolina, llegando a la conclusión de que la potencia era inversamente proporcional a la temperatura elevada a un exponente comprendido entre 0.5 y 0.9, en función de la velocidad del motor. Se muestra a continuación una de las gráficas obtenidas en los ensayos. Figura 44. Dependencias con la temperatura según Watanabe & Kuroda Al aumentar la temperatura ambiente, la potencia disminuye como consecuencia de la reducción de la densidad. Además, según Watanabe & Kuroda, esto lleva implícito una caída en la eficiencia del proceso de sustitución de gases, resultando más difícil la expulsión de los gases de combustión. También afirmaron que el factor de entrega de un motor de dos tiempos disminuye a bajas velocidades debido mayormente a la existencia de los flujos de retorno, estudiados con anterioridad. 2.4.4 Modelo más aproximado para el motor Brison 5.8 Se presentará a continuación el modelo de variación con la altitud que mejor se aproxima a un motor Brison 5.8 de dos tiempos, encendido por chispa, con sistema de inyección y un único cilindro, quien guarda cierto parecido con el motor Graupner G58 que se ensayará en el laboratorio. Se expone a continuación una tabla comparativa entre las características de ambos motores. Tabla 1. Comparación entre Brison 5.8 y Graupner G58 Motor Brison 5.8 Graupner G58 Cilindrada 5.8 (95 cc) 58 cc Diámetro 2.165 in (55 mm) 42 mm Carrera 1.6 in (40 mm) 42 mm Máxima potencia 5,5 hp 8,5 hp En términos generales poseen propiedades muy semejantes. Lo más destacable es que, a pesar de que el Brison tiene una mayor cilindrada que el Graupner, genera una potencia algo menor aunque del mismo orden de magnitud. Por todo ello y empleando la hipótesis de equivalencia entre sistema de inyección y carburador con ajuste óptimo, cualquier conclusión que se pueda sacar del Brison podría ser extrapolable al Graupner sin 41 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas cometer demasiado error. Para obtener el modelo del Brison se ha consultado la tesis realizada por Travis [2] y empleado sus resultados. Travis ensayó este motor en un banco de pruebas situado en el interior de una cámara de simulación de altitud. La cámara proporcionaba los valores de presión y temperatura ambiente correspondientes a la altitud deseada, de tal manera que se pudiera simular el comportamiento que presentaría el motor a tal altitud. Una vez ensayado el motor a la altitud local, a 1.5 km y 3 km, comprobó qué factores de corrección existentes en la literatura se ajustaba más a las actuaciones del Brison. Para la corrección de potencia y de presión media efectiva llegó a la conclusión de que el mejor modelo, para todo el rango de revoluciones, se correspondía con el de Harari y Sher empleando un exponente de 1.5 para el cociente de presiones. ( 65) Por otro lado, para la corrección del consumo específico con la altitud no existen modelos en la literatura, puesto que comúnmente se asume que para aviones de baja velocidad, éste es constante con la altitud y la velocidad de vuelo. A pesar de ello, en los resultados de los ensayos de Travis se aprecia un claro aumento del consumo del Brison con la altitud, no pudiendo aceptarse como constante. El mismo Travis lo justifica como una reducción de la eficiencia de sustitución cuanto mayor sea la altitud. Tomando los datos de las gráficas de la tesis se ha elaborado un modelo de corrección para el consumo, análogo al elegido anteriormente para la potencia. ( 66) siendo el consumo del Brison a nivel del mar: ( 67) Finalmente el factor de corrección sería el siguiente: ( 68) 2.5 Modelo global para motores de dos tiempos y encendido por chispa Para acabar el modelado de las actuaciones de motores de dos tiempos, especialmente aquellos de reducido tamaño como el Brison y el Graupner G58, se presentará el modelo global de potencia, presión media efectiva y consumo específico. Los principales parámetros de control son la velocidad de giro del motor ( en rpm o en rev/s), la posición de palanca y la altitud de vuelo . No se incluye el dosado puesto que su dependencia ya iría implícita en la variación de los anteriores parámetros. Recuérdese también que se supone ajuste óptimo del carburador para cualquier valor de altitud. Para las influencias de la velocidad de giro y la posición de palanca se utilizan las expresiones propuestas en las subsecciones 2.3.3 y 2.3.4; mientras que para el efecto de la altitud se toma el factor de corrección más acertado para el Brison 95, por ser un motor de características semejantes al Graupner. La potencia útil y el consumo específico vendrán de este modo dados por ( 69) ( 70) Modelado de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 42 ( 71) ( 72) ( 73) ( 74) ( 75) ( 75) ( 76) ( 77) Otras características como la presión media efectiva o el par se obtienen por su definición a partir de la potencia, que se habrá calculado previamente. Recuérdese que las expresiones eran ( 78) ( 79) Se tratan de modelos con un marcado carácter universal, válidos para cualquier motor de dos tiempos, aunque la corrección por altitud consiga resultados más fiables para motores de tamaño reducido. Para generar curvas correspondientes a un motor en particular tan sólo habrá que sustituir los valores proporcionados por el fabricante de y medir experimentalmente qué valor del coeficiente se ajusta de forma más exacta al desplazamiento que sufre el máximo de potencia hacia menores revoluciones para cargas parciales. Para el caso particular del Graupner G58, el fabricante no incluye la información del consumo. A falta de obtener experimentalmente un valor fiable, se puede optar por emplear el correspondiente al Brison. Se ha supuesto además un valor intermedio del factor A. Así pues, los parámetros necesarios son Tabla 2. Parámetros del Graupner necesarios para el modelo 3 CARACTERIZACIÓN DE LAS ACTUACIONES DE MOTORES ALTERNATIVOS DE DOS TIEMPOS e aborda a partir de este momento la fase práctica del proyecto. Tras haber estudiado en profundidad el funcionamiento del motor de dos tiempos, así como los parámetros que afectan a sus actuaciones, se procederá a cumplir con su objetivo final. Este no es otro que elaborar un banco de ensayos y hacer una selección de hélices de prueba que permitan caracterizar el motor Graupner G58. Como ya se ha comentado en apartados anteriores, conocer las curvas de actuación de un motor es fundamental para poder elegir una hélice adecuada que complete la planta motopropulsora. Recuérdese que cada motor lleva asociado un pequeño rango de revoluciones que minimizan el consumo específico. La hélice ideal será aquella que trabajando a esas revoluciones sea capaz de proporcionar la tracción necesaria en configuración de crucero, suponiendo así un gran ahorro de combustible. En primer lugar se desarrollará el diseño del banco de ensayos, explicándose la funcionalidad de cada elemento y la metodología de ensayo. Posteriormente se realizará un estudio sobre qué hélices serían necesarias para poder obtener puntos característicos de la curva de potencia del G58 a nivel del mar y con máxima posición de palanca. 3.1 Diseño del banco de ensayos Para el diseño del banco de ensayos del Graupner se reutilizó la bancada realizada por Hugo López Pérez para su Proyecto de Fin de Carrera [5]. Fue ideada inicialmente para soportar motores eléctricos de pequeñas dimensiones, por lo que fue necesario rediseñar algunos elementos con el fin de que fuera válida para el G58. Para la toma de datos del par que ejerce el Graupner se empleó el mismo torquímetro usado para el motor eléctrico. Existe también la posibilidad de recoger los valores de tracción ejercida por la hélice a través de una célula de carga. Esto sería útil para ensayos en el túnel de viento donde se simularía así el vuelo del avión; sin embargo para la caracterización del motor basta con realizar los ensayos en estático. 3.1.1 Elementos constituyentes de la bancada En el montaje de la bancada se diferenciarán los siguientes elementos: estructura soporte, torquímetro, galleta, separadores, amortiguadores, placa de bancada y motor Graupner. Tanto la galleta como la placa de bancada tuvieron que ser diseñadas para poder adaptar la bancada original al motor. 3.1.1.1 Estructura soporte Se trata de la parte del montaje de Hugo que resulta útil para el G58. Consta de una base a la que se une una viga-soporte mediante un anclaje, además de una placa (denominada placa-A) que sirve de conexión entre el torquímetro y la viga-soporte. Pueden distinguirse todas estas partes en la figura 45. S Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 44 Figura 45. Estructura soporte La viga-soporte está fabricada en aluminio con un perfil especial para resistir esfuerzos de flexión, como puede verse en la figura 46 a). La placa-A, también de aluminio, presenta 8 agujeros en la parte superior con los que se une al torquímetro y otros 3 en parte inferior mediante los cuales se fija a la viga-soporte usando tornillos de cabeza de martillo. Figuras 46 a) y b). Estructura soporte (izquierda) y placa A (derecha) 45 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas 3.1.1.2 Torquímetro Se conoce comúnmente como torquímetro al sensor que mide el par de reacción que ejerce un cuerpo unido mecánicamente a él; en el caso de estudio, el motor. Debe unirse a dos superficies: una de referencia que no se encuentre sometida a torsión (Placa-A) y otra que esté soportando el par motor (Galleta). De esta forma se tiene que la cara pasiva del torquímetro no experimenta deformación mientras que la cara activa sí. Finalmente, una galga extensiométrica convierte los valores de deformación torsional en señales eléctricas que quedan registradas en una placa Hércules. El modelo empleado es el “Model MRT2 Reaction Torque Transducer” (ver Anexo A) y posee 8 agujeros de unión en cada cara dispuestos de forma idéntica. Es recomendable que las piezas que estén en contacto con él sean de aluminio para no provocar problemas eléctricos. Figura 47. Sensor de par 3.1.1.3 Galleta La galleta es el elemento que se conecta a la cara activa del torquímetro. También hecha de aluminio, su diseño debía satisfacer dos configuraciones de montaje: una sin incluir el torquímetro, para realizar el ajuste del carburador del G58; y otra incluyéndolo, para llevar a cabo los ensayos. Durante el ajuste del motor no se necesita conocer el par que ejerce, así que se desmonta el torquímetro y se une directamente la galleta a la placa-A, a través de los 8 agujeros que tienen en común. Sólo se dispone de una unidad en el laboratorio, por lo que así se evita perjudicar a otros compañeros, dada la larga duración del proceso de ajuste. El orificio central, de 92 mm de diámetro, está pensado para permitir el paso del conducto de combustible y de la varilla de actuación del motor (con la que se determina la apertura de la válvula de mariposa). Además, está dispuesto de manera que la galleta no interfiera con los tornillos que fijan la placa-A a la viga-soporte. Figura 48. Galleta Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 52 3.1.3 Elementos adicionales Además de los elementos propios de la bancada se deberán instalar otros para el correcto funcionamiento del motor y para la adquisición de los datos de par y velocidad de giro. 3.1.3.1 Combustible El combustible que recomienda el fabricante es una mezcla de gasolina sin plomo y aceite sintético para motor de dos tiempos en una proporción de 1:50. Se almacenará en un tanque firmemente fijado a la bancada y se conectará a la toma de combustible del carburador mediante un tubo flexible. El tanque deberá incluir un filtro de combustible para ralentizar la degradación del motor durante su uso. 3.1.3.2 Sistema de ignición En cada ciclo de combustión la chispa es proporcionada por una bujía situada en la parte superior del cilindro. Para su correcto funcionamiento se le deberá conectar una batería de 4 celdas y al menos 800 mAh de capacidad. 3.1.3.3 Sistema de actuación El único modo que se tiene para controlar la actuación del motor una vez se encuentra en pleno funcionamiento es a través de la apertura de la válvula de mariposa. Debido al alto riesgo que supondría accionar la palanca de dicha válvula manualmente, es obligatorio instalar un actuador que realice esta tarea. La comunicación con él se efectuará a través de una unidad de radiocontrol. 3.1.3.4 Tacómetro Los parámetros que se deben registrar durante los ensayos en banco son el par motor y la velocidad de giro, para poder así conocer la potencia que está generando el motor en todo momento. El valor de par es proporcionado por el torquímetro instalado en la bancada; pero no se ha dicho nada aun sobre cómo medir la velocidad de giro. El dispositivo empleado para este fin se denomina tacómetro. Existen diferentes tipos, aunque los más conocidos son los ópticos y los inductivos. Los tacómetros ópticos actúan a distancia emitiendo continuamente un haz de luz hacia el elemento giratorio, sobre el que se ha colocado previamente una banda reflectante. La frecuencia con la que se refleja el haz marcará la velocidad de giro, comúnmente proporcionada en rpm. Los tacómetros inductivos, en cambio, obtienen esta información a través de las señales eléctricas que son enviadas a la bujía para que libere la chispa. Tan sólo es necesario conectar un terminal al cable de la bujía para que empiece a registrar datos. Lo más conveniente para futuros ensayos sería disponer de un tacómetro inductivo puesto que así se podría integrar con la bancada, a diferencia del óptico por ser su medición a distancia. Deberá tratarse, por otro lado, de un sensor que mande a la unidad de almacenamiento las señales eléctricas correspondientes a la velocidad de giro en cada instante (al igual que hace el torquímetro del laboratorio). De esta manera se podría conocer la respuesta dinámica del motor. 3.1.3.5 Sistema de adquisición de datos Las señales eléctricas emitidas por los sensores de par y velocidad de giro no serán almacenadas sin antes pasar por un acondicionador de señal. Su función es la de linealizar y filtrar la señal de entrada y amplificar la señal eléctrica de salida. Además sirve como fuente de alimentación para los sensores, ajustando las intensidades y voltajes del generador principal a unos niveles adecuados según los requisitos de cada dispositivo. Las señales de salida de cada acondicionador pasarán finalmente a almacenarse en una placa Hércules II, del fabricante Diamond Systems. Constituye prácticamente una CPU, puesto que realiza funciones de procesador, adquisición de datos y E/S. Todo esto permite que conectando un teclado y una pantalla a la placa se pueda interactuar con ella, pudiéndose visualizar las señales registradas en tiempo real o bien cargar en pantalla los datos correspondientes a un ensayo anterior. Estas señales estarán expresadas en voltajes; para conocer la magnitud real de par o de velocidad de giro, se deberán multiplicar por una ganancia dada en las 53 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas especificaciones de cada sensor. Todos estos elementos se encuentran en el laboratorio, siendo todo el montaje fruto del trabajo realizado por Hugo. Para mayor información consultar la referencia [5]. 3.1.4 Metodología de ensayo A este punto se le debe prestar especial atención puesto que se van a exponer instrucciones sobre cómo realizar los ensayos en la bancada descrita previamente. Se deben seguir obligatoriamente, no hacerlo podría suponer un riesgo para la seguridad. 3.1.4.1 Encendido del motor A diferencia de motores de coches o motores de aviación más sofisticados, el Graupner G58 no consta de un sistema de encendido automático, como puede ser un pequeño motor eléctrico alimentado por baterías que pueda mover el eje hasta que la combustión en los pistones sea automantenida. Es por ello que se deberá hacer manualmente desde la propia bancada, siguiendo estos pasos: - Activar el sistema de ignición de la bujía y dejar la válvula de mariposa en posición de ralentí. - Hacer girar la hélice en cuestión mientras que se mantiene la válvula estranguladora casi cerrada en todo momento. Con esto se consigue mover el pistón y en consecuencia que comience la succión de combustible desde el tanque. La finalidad de cerrar la válvula estranguladora, como es sabido, es la de aportar una cantidad adicional de combustible para compensar las condensaciones producidas en las paredes del motor por estar éste frío. - En el momento que llegue suficiente combustible a la cámara de combustión, el motor comenzará a funcionar (se escucharán explosiones de la combustión). Sin embargo, es altamente probable que seguidamente se pare. La causa de esto es que exista aire en el tubo que conecta el tanque de combustible con el carburador. En ese caso, se abrirá la válvula estranguladora y se volverá a repetir el proceso anterior. - El encendido habrá finalizado cuando el motor sea capaz de funcionar por sí sólo en ralentí (bajas revoluciones). A partir de este momento ya se deberá actuar sobre el motor a partir de la unidad de control a distancia del servo y respetando la distancia de seguridad pertinente. Asimismo, deberá haberse asegurado que no existen elementos sueltos en la proximidad del motor ya que la hélice podría atraerlos. Antes de acelerar el motor, deberá mantenerse cierto tiempo en ralentí para que se caliente por completo. Posteriormente se acelerará lentamente hasta máxima posición de palanca. Siempre y cuando el motor haya alcanzado su temperatura de funcionamiento y el ajuste del carburador sea correcto, esta aceleración se llevará a cabo de forma suave y sin presentar irregularidades en la velocidad de giro. 3.1.4.2 Ajuste del carburador El fabricante garantiza que el carburador llega ajustado correctamente de fábrica, por lo que no serán necesarios, en principio, grandes ajustes. Puede ocurrir, no obstante, que al colocar una hélice de distinto tamaño la aceleración no se produzca todo lo suave que cabría esperar, por lo que se deberán hacer pequeños ajustes siguiendo siempre las indicaciones proporcionadas por el fabricante. Se dividirán en tres fases: - A altas revoluciones, el combustible será proporcionado principalmente por el surtidor principal, así que se modificará exclusivamente la posición de la aguja de alta para que se consiga el mayor número de revoluciones en el motor, estando éste a máxima potencia (mariposa de gases abierta completamente). De esta manera se asegura una mezcla adecuada para las máximas revoluciones, evitándose un enriquecimiento excesivo. - Una vez hecho esto, se le irá quitando potencia al motor (cerrando la mariposa), y ajustando la aguja de baja para que funcione en un régimen adecuado, es decir, sin que haga ruido de “4 tiempos”. Se realizará este procedimiento hasta que pueda llegar suavemente a la posición de ralentí. Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 54 - Por último, se abrirá poco a poco la mariposa de gases comprobando que el motor no “tosa”. Si lo hace, habrá que modificar la aguja de baja de nuevo para solucionarlo. Si se siguen estas instrucciones, el fabricante garantiza que se podrá colocar el acelerador en cualquier posición obteniendo un funcionamiento suave y sin pausas en el motor. Para mayor información, atender al Anexo C. Es importante hacer notar que las aceleraciones y deceleraciones deberán llevarse a cabo guardando la distancia de seguridad. Cada vez que haya que modificar alguna aguja se deberá llevar el motor a ralentí para que no suponga ningún riesgo para el individuo. A continuación se volverá a repetir el proceso desde el principio hasta comprobar que el motor responde satisfactoriamente, lo que convierte el ajuste del carburador en un proceso bastante lento. 3.2 Selección de hélices para la caracterización de motores alternativos Con esta sección se llega al final del proyecto. Una vez preparada la bancada e ideado el método de ensayos lo único que falta es determinar qué hélices se dispondrán para caracterizar el Graupner G58. El objetivo es conseguir varios puntos característicos de la curva de potencia-revoluciones para máxima posición de palanca de gases. Se hablará siempre de la potencia útil puesto que será aquella que absorberá la hélice. 3.2.1 Curva de potencia del Graupner Aplicando el modelo genérico para un motor de dos tiempos y particularizando para los datos del Graupner se logra representar la curva de potencia a nivel del mar y a máxima posición de palanca. Figura 59. Curva de potencia del Graupner obtenida del modelo genérico Esta representación debe entenderse como un modelo aproximado. La curva real del Graupner podrá diferir en mayor o menor medida, pero su forma será parecida. Como ya es sabido, cada punto real de la curva se logrará empleando una hélice que a esas revoluciones consuma la misma potencia que produce el motor. 3.2.2 Estudio de las hélices Para empezar, debe saberse que las palas de las hélices están formadas por superposición de perfiles aerodinámicos. Se conoce como ángulo de paso geométrico al que forma la cuerda del perfil con un plano perpendicular al eje de rotación de la hélice. Este ángulo irá disminuyendo desde la raíz hasta la punta de la 55 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas pala para que el ángulo de ataque efectivo (aquel que forma la cuerda con la velocidad incidente) sea aproximadamente el mismo en todas las secciones. La cuerda disminuye rápidamente en el último cuarto de la pala para mejorar la eficiencia de la hélice, consiguiéndose un estrechamiento en la forma en planta. Por último, los espesores máximos se encontrarán cerca de la raíz para poder soportar los esfuerzos centrífugos y momentos flectores. Figura 60. Geometría de las palas El paso geométrico en una sección se define según la relación ( 84) teniendo un valor variable a lo largo de toda la pala. Se suele trabajar con su valor nominal ( 85) En la siguiente figura se aprecia la evolución mencionada de cada una de estas características geométricas, adimensionalizadas debidamente, a lo largo de la coordenada . Figura 61. Evolución de los parámetros geométricos a lo largo de la pala donde es el paso geométrico, la cuerda, el espesor relativo y el diámetro de la hélice. Por otra parte, la potencia consumida por una hélice viene dada por análisis adimensional, usándose el coeficiente de potencia : ( 86) Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 56 siendo la densidad de vuelo, la velocidad de giro de la hélice (en ) y su diámetro. El valor de dependerá principalmente de la geometría de la hélice y del parámetro de avance , que representa cuánto se desplaza la hélice (durante el vuelo del avión) por revolución de su eje. ( 87) Como los ensayos se efectuarán en estático ( ), el valor de será nulo, por lo que será sólo función de la geometría de la hélice. En este caso, el coeficiente de potencia es nombrado en la literatura como . También existirá cierta dependencia con el número de Reynolds y en definitiva con la velocidad de giro, aunque será muy baja, pudiéndose considerar un valor promedio. La expresión de la potencia será por tanto: ( 88) En el mercado, las hélices que se puedan encontrar no suelen incluir gráficas de . En su lugar vienen caracterizadas simplemente por su diámetro y su valor de paso nominal . Para solucionar esto se creó un modelo de en función de la relación adimensional tomando como base los datos registrados en la página web UIUC Propeller Data Site. Se usaron los valores medios de los coeficiente de potencia correspondientes a hélices de dos palas del fabricante APC en sus versiones Carbon Fiber, Sport, Thin Electric y Free Flight. Figura 62. Curva de mejor ajuste para el coeficiente de potencia La línea de tendencia que mejor se ajusta a los datos anteriores es la siguiente potencial ( 89) Mientras más alto sea el paso nominal, mayores ángulos de paso geométrico se tendrán a lo largo de toda la pala, por lo que más resistencia ejercerá al giro. Esto provocará una mayor potencia consumida y en definitiva un mayor valor de . Asimismo, la tracción que proporciona una hélice se define de forma equivalente por el coeficiente : ( 90) 57 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas Además, para ensayos en estático sólo será función de la geometría considerándose aproximadamente constante en todo el rango de revoluciones. La tracción queda en consecuencia ( 91) Es necesario determinar una expresión de como función de análoga a como se hizo con el coeficiente . Se toman los valores promedios correspondientes a las mismas hélices de la página web UIUC Propeller Data Site, generándose la siguiente curva de mejor ajuste. Figura 63. Curva de mejor ajuste para el coeficiente de tracción En este caso la tendencia es más próxima a exponencial aunque se observa una mayor dispersión de los datos y una menor variabilidad. La expresión es ( 92) Con todo esto ya puede estimarse la potencia y la tracción que experimentará una hélice de dos palas y valores dados de diámetro y paso nominal a cualquier velocidad de giro en condición estática. 3.2.3 Selección de las hélices Con todo lo anterior ya puede determinarse de forma aproximada la curva de potencia consumida por cualquier hélice de dos palas. Se escogerán unas siete hélices con las que se pueda recorrer la mayor parte de la curva estimada del Graupner. Lo ideal sería que éstas fuesen del fabricante APC, puesto que así el modelado del coeficiente de potencia sería muy fiable. Desafortunadamente, no dispone en su stock de hélices lo suficientemente grandes como para producir algún punto de corte. Un aspecto importante a tener en cuenta es el diámetro máximo de hélice para que no genere interferencias con la bancada del motor. Para tomar una medida aproximada se consulta el modelo CAT del montaje de Hugo [5]. La distancia vertical entre el eje del torquímetro y la cara superior de la caja de bancada es de aproximadamente, como puede verse en la figura 64. Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 58 Figura 64. Limitación de la bancada por diámetro máximo A su vez la distancia vertical entre el eje del torquímetro y el eje de giro del Graupner, atendiendo al premontaje de la subsección 3.1.2, es de . En definitiva, el eje del motor y la caja de bancada estarán separados por unos . Es razonable dejar un espacio de al menos entre la punta de la hélice y la caja, lo que lleva a usar hélices de aproximadamente de diámetro como máximo. Es en las compañías Mejzlik y Helix donde se encuentra lo que se estaba buscando. En primer lugar, se seleccionan 5 hélices de Mejzlik capaces de barrer un rango comprendido entre 3000 y 7000 rpm. Para obtener puntos a velocidades más bajas se necesitarían hélices de mayor tamaño que no posee este fabricante (el mayor diámetro es de 81 cm). Es por ello que se recurre a Helix, donde el diámetro mínimo es de 1 m. Se listan a continuación todas sus características y precios de venta (en caso de disponerse de ellos). Tabla 4. Listado de hélices de prueba Hélices Mejzlik Nombre Nº Catálogo Diámetro Paso nominal Precio 1. Propeller 24”x12” 224120 24 in (61 cm) 12 in 79.10 € 2. Propeller 26”x12” 226120 26 in (66 cm) 12 in 90.13 € 3. Propeller 29”x12” S 229123 29 in (74 cm) 12 in 115.10 € 4. Propeller 32”x12” 232120 32 in (81 cm) 12 in 144.28 € 5. Propeller 32”x18” 232180 32 in (81 cm) 18 in 144.28 € Hélices Helix Tipo Diámetro Sentido de giro Perfil Angulo de paso nominal Paso nominal 6. H25F 1,00 m (39 in) R -S- 10ᵒ 16.4 in 7. H30F 1,00 m (39 in) R -L- 16ᵒ 26.6 in La hélice 7 presenta una peculiaridad y es que no podría utilizarse en ensayos en túneles de viento y mucho menos en vuelos con el Graupner G58. Esto se debe a que está diseñada para consumir mucha más potencia de 59 Caracterización de un motor alternativo para aplicaciones aeronáuticas la que sería capaz de proporcionar el motor. Las hélices Helix se clasifican en categorías 25, 30, 40 y 50 en función a lo que consumen: Tabla 5. Clasificación hélices Helix H25 1 - 10 kW H30 5 - 25 kW H40 10 - 35 kW H50 20 - 100 kW Puede observarse que el rango de potencia de la hélice en cuestión se encuentra bastante lejos de la máxima que proporciona el motor a nivel del mar y palanca máxima, ( ). Sin embargo esto no supondrá ningún inconveniente para ensayos estáticos. Seguidamente se muestran los puntos de corte obtenidos en la curva de potencia del Graupner. Figura 65. Puntos de corte estimados con las hélices de prueba Se ha representado una franja para cada hélice ya que se ha asumido una tolerancia de en el cálculo del correspondiente. Como puede verse, se podría barrer idealmente un rango de revoluciones comprendido entre y . En realidad, cuando se realicen los ensayos en la bancada, no tendrá por qué ser así exactamente, puesto que se cometen errores al aproximar la curva de potencia del motor G58 y al estimar el coeficiente de potencia de cada hélice. Dicho rango de velocidades se podrá desplazar a derecha o izquierda o verse tanto reducido como ampliado, pero en cualquier caso se podrán obtener puntos característicos en la zona de operación normal del motor. Para acabar con el estudio de las hélices, se calculará la tracción que ejercerá cada una las siete elegidas a las velocidades de giro donde tiene lugar el corte con la curva de potencia del Graupner. Haciendo uso de la fórmula de la tracción y la función definida en el subapartado anterior se llega a los siguientes valores. Caracterización de las actuaciones de motores alternativos de dos tiempos 60 Tabla 6. Valores de tracción estimados para cada hélice Hélice 1 2 3 4 5 6 7 N (rpm) 6850 6140 5130 4220 3200 2100 1430 D (m) 0.61 0.66 0.74 0.81 0.81 1 1 0.0920 0.0890 0.0846 0.0804 0.0963 0.0847 0.1023 T (N) 203 217 223 214 146 127 71 Para las cuatro primeras hélices se tienen tracciones similares mientras que en las tres siguientes disminuyen considerablemente como consecuencia de las menores revoluciones de giro. No son valores desproporcionados, ya que la bancada original creada por Hugo [5] es capaz de resistir tracciones de al menos 300 N originadas por el motor eléctrico. 4 CONCLUSIONES on la realización de este proyecto se ha dado un importante paso hacia futuros ensayos y caracterizaciones de motores de dos tiempos con aplicaciones aeronáuticas. El primer objetivo a cumplir era elaborar un modelo genérico para las actuaciones de este tipo de motor, particularizando para motores de carburación y encendido por chispa. Debían incluirse los 3 parámetros principales de control: velocidad de giro, palanca de gases y altitud de vuelo. En la literatura no existen modelos completos que tengan en cuenta todos estos factores; de ahí la importancia de esta tarea. Consultando en diversas fuentes y extrapolando resultados se ha logrado un modelo sólido, de cómoda aplicación y que se ajusta correctamente a las tendencias experimentales. Una vez se cuenta con este modelo, es fácil conseguir curvas aproximadas de potencia, presión media efectiva o consumo para un motor en especial, sin más que sustituir sus especificaciones; tales como potencia máxima a nivel del mar o rango de revoluciones permitido. No obstante, los resultados obtenidos no serán del todo exactos; habrá algunos motores que se ajusten más a ellos y otros que menos. Deben tomarse entonces como un punto de partida para poder caracterizar realmente el motor, que es lo que se buscaba en la segunda parte del proyecto. El segundo objetivo del proyecto era preparar la bancada de ensayos y determinar una serie de hélices que serían empleadas para recorrer la curva de potencia real del motor Graupner G58 a carga total y a nivel del mar. Esta selección se ha llevado a cabo atendiendo al modelo genérico (deducido en la primera parte) aplicándolo al Graupner y a la fórmula de la potencia consumida por una hélice, estudiada en Fundamentos de Propulsión. Por otro lado se han diseñado varios elementos para adaptar la bancada ya existente en el laboratorio al motor G58. En definitiva, se dispone de toda la información necesaria por si más adelante se decidiera efectivamente caracterizar este motor. Con la compra de las siete hélices de los fabricantes Mejzlik y Helix se podrán obtener puntos característicos aproximadamente en todo el rango de revoluciones del motor. No se puede saber con certeza puesto que en los modelados realizados se comete cierto error, sin embargo se conseguirán resultados más que aceptables. Otro aspecto positivo del proyecto es que se han dado pautas sobre cómo elegir hélices para caracterizar cualquier otro motor de dos tiempos de encendido por chispa, por lo que su aplicabilidad puede considerarse bastante alta. C ANEXO B Manual del carburador Walbro