Ecoulements instationnaires à l`intérieur de moteurs à pistons

Transcription

ECOLE CENTRALE DE LYON
LABORATOIRE DE MECANIQUE
DES FLUIDES
LABORATOIRE DE RECHERCHE
Associé au C. N. R. S.
36. Avenue Guy de CoHongue
69130 ECULLY (FRANCE)
Année 1982
N° d'ordre:E.C.L. 82-07
THÈSE
présentée devant
L'ECOLE CENTRALE DE LYON
pour obtenir
le grade de DOCTEUR-INGENIEUR
por
Alain GERBER
ECOULEMENTS INSTATIONNAIRES
A L'INTERIEUR DE MOTEURS A PISTONS
Soutenueie 23 SEPTEMBRE 1982 devant la Commission d'Examen
M.
MM.
MATHIEU J.
EYZAT P.
TRINITE M.
MARTIN M.
BIDAULT M.
CHARNAY G.
Président
Exami nateurs
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BP 163 F-69131 ECULLY CEDEX
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Ae,'wdynamLquc. Lnvtne de
Contrat Renault/Métraflu 1978-1979.
DIRECTEUR
A. MOIROUX
DIRECTEUR ADJOINT
R. RICKE
DEPARTEMENTS DtENSEIGNEMENT ET DE RECHERCHE
MATHEMATIQUES-INFORMAT1QUE-SYSTEMES
C.M. BRAUNER
PHYSIQUE-CHIMIE
1F. MAITRE
P. CLECHET
J. CURRAN
METALLURGIE PHYSIQUE-MATERIAUX
P. GUIRALDENQ
D. TREHEUX
ELECTRONIQUE
J..]. URGELL
ELECTROTECI-INIQUE
Ph. AURIOL
A. FOGGIA
MECAN1QUE DES SOLIDES
F. SIDOROFF
1M. GEORGES
J. SABOT
J. DIMNET
J. MATHIEU
G. COMTE-BELLOT (Mile)
JEANDEL
X. LYS
MECAN1QUE DES SURFACES
MECANIQUE DES FLUIDES ET ACOUSTIQUE
MACHINES THERMIQUES
CONCEPTION ET DEVELOPPEMENT DE PRODUITS
P. VIKTOROVITCH
M. BRUN
R. RUSSIER
DELALANDE
Cete. tade. a.
-t
'a.Ue.
CUL
Lahona.toL'r.e. de. McctnLqae.
de. L'Ec.oLe. Ce.nt'z.aLe. de. Lyon, en .'e2atLovi avec La. RgLe.
Na-tLoriaee. de.o LJLne, RenauLt et Le4 Etabf e.man
RenauLt VëhÀcw2eo
de
FLwLde.
lndu4txLeL.
J'e.xpnúne. ma p'wonde. giwtL.tn.de. à. Morz4-Le.wt Le. P'we.oze.ux
J. MATHIEU qw4 m'a. pe'unL d'e.e.ctiie ce. t'a.va.L. dctvto on La.bon..a..toíjte
et qwL a acce.pt d't'te. Le. P'-Lde.nt de. ce. Jwty.
Je. n.emeiLc-Le. vLvemen-t MctdemoJoe.Ue Le. Po3ee.wL
G. COMTE-ELLOT, Víecte.w. de. L'L!.E.R. de. McanLqu.e. de. L'Un..LvexLt
CLaude. Be.nojtd - Lyon I don.t L'e.n4e.Lgne.me.nt de. La .tujthule.nce. m'a. é't
o't-t wtíiLe..
MorLe.wt P. EVZAT, V.xe.c;te.w de. Re.che,'z.che. à. L'InotLtwt
F'ta.nçaLo du. PtjwLe., MoiiLe.w't M. TRINITE, Ma-t-t're. de. Re.chexche. au
C.N.R.S. e..t Mon&Le.wt M. MARTIN, P'w3e44e.w. à. L'EcoLe. de.o MneA de.
Nancy ovit b..Le.n vouLu. acce.p-te
de. jugex ce .t&avcJl e,t me.
de. pa/rt.Lc.Lpe.n. au Jwty. Je. Le.o en
jie,tc,Le.
ovz-t L' honne.wL
4ncxe.me.rL-t e.,t Le.un.
e.xp'i-úie. rna gn.a..tLtude..
ga2e.me.nt Moníe.ux M. BIVALJLT, lvu.e.WL
aL'te.4 Sce.v L{que.o e..t Te.chn.Lque4 de. La RëLe.
Je. keìne.1.c4íe.
à. La VL'te.ct<íon de.o A
RenauLt, powt Leo contac.t qu'il m'a ac-u1Lto avec La Rge. RenauLt
et Le..o
abVs4e.me.rvtA R.V.I. Je. 4uLs t'o hono de. a p'oe.nce.
au Juxy de. cette. th4e..
Je. .t,Leju, à. e.xpímex rna piwonde. ke.connc.LÓ4ance. à.
MonLe.wt G. CHARNAY, MaZt'te. de. Re.che/Lche. au C.N.R.S., qwL et à.
L'.LnLtÁía-tLve. de. ce. .t.avaul e,t qwL L'a owévL avec ..toujoux beaucoup
d'ate.riton.
G'tâce. à.
e.s vate.o comp.te.nce.6
e.chn.Lque.,
Mon4Le.wi. J.P. MELINANV a L.wLgeme.rzt contJt1bui au bon
gn&LaL deo mewLei
ovict.iLonne.men.t
qu'il touve. LcL me.6 4.Lnc/Le2 /ie/tcieme.n-t.
Je ne
MzdejnoLeUe
wta-s oubUeìL Mctdemoí eUe O.
C. &JRÑET
de. ce. rnérnoJjte
;
PERROÑNET e-t
qwíí ont ampe.einent pwt-t.LcLp
qu.'eL&e4 4o..Len,t a
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ìnL6e en oeLwn.e
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Je
me/Lc.Le enn ¿' ense.rnb.&e du. Pe,onneL du. La.bon.øtoíjte
en patí.cuLLex Me4&&wt A.BRERAT, F. MOREL e-t P. VUTHEIL, powt
£'accu.eLe e-t £'ade qu.'uJ rn'ovit toujow
'exv.
TABLE DES MATIERES
CHAPITRE I
i
INTROVUCTION
CHAPITRE II
ETUVE BI8LIOGRAPH1Ç2ßE
3
CHAPITRE III
INSTALLATIONS V'ESSAIS ET METHOVES EXPERÏMENTALE.S
BANC D'ESSAIS DES MOTEURS ALTERNATIFS
1.1.
1.2.
I .3.
11
11
V_Lptí..on grI)LaJe du. banc.
il
VeocLp-t-Lon de.z rnoteWt-o nonocyfLrid&e2
12
Mod
¿cwUorz4 appoJi-tëe4 aux monocytLnd'te4
DETECTION DES GRANDEURS PHYSIQUES
11.1. Anmoni&tLe. Lceìr.
11.2. U
a..tLon d'ari
ee,t Vopp.ee.n. V..<&te.ri-tLe-e.
L chaud
12
13
13
15
TRAITEMENTS DES SIGNAUX DE MESURE
111.1. P&LocLLcLt rncanLqa. da mo.tewt & p-íton
111.2. Rap&tage.o angua-Xes
111.3. V iriLtLon de.o rnoyanne..o ¿.ta-tLotLqae d'ruejnb9
16
ib
17
17
DISCUSSIONS DES METHODES EXPERIMENTALES DANS LE CAS DE MOTEURS
18
A PISTONS
Athnom-t'ue LaoeJt ¿. eiÇc-t VoppWt
Mewte au ÇL chaud . tatnp&wtiVte con4tan.te.
1V. 3. CompcwJ.ori de4 aviirnonWe2 Laoc e-t -L chaud dari £ewt
appPicccti.ori aux motewto
pLo.tori4
18
19
20
CHAPITRE IV
21
STRUCTURE VES ECOULEMENT.S INTERNES
INTRODUCTION
2].
EVOLUTION TEMPORELLE DES ECOULEMENTS
22
11.1. Lei
couLe.me.n..t
moye.n4
22
a.) Me.wtes dctn Le. e.y!ndte
22
dctn.o La. c.hainbn.e. de. conbwUovi
23
!ctu.atLoru de. v!teo e.
24
a.) Me..ow.e,
dcLv14 Le. cyL-irid&e.
24
b) Mewt.e
da.vv La. c.hambn..e.
25
b) Me..owLe,
I 1.2. Champ dei
26
INHOMOGENEITES SPATIALES
ill.). lvthornognLt.4 da.vt1.s Le. c.y....Lnd'te.
111.2. IrthomognLto davu La ch.ambe. de. cornbwt-Lon
INFLUENCE DE LA VITESSE DE ROTATION DU MOTEUR
26
27
27
1V.]. Ecou eine.vt6 moye.n4
IV.2. V-teoe.o
29
uctwzn,te..o
29
CONCLUSIONS
CHAPITRE V
31
CÄRACTERISAT1ON VES 1NSTATJONNARITES
I. CARACTERISATION DE L'INSTATIONNARITE CYCLE A CYCLE A L'AIDE DE
31
MOYENNES TEMPORELLES
1.1. Moye.nne.o .teinpo'.e.Ue4
ob.te.nfte
1.2
. Moye.nne
ob.te.riae2
1.3.
Ca
et
e.
e.c-tu.e4
à. pc»t. dei nieW.e..o
32
a.u. La.oe...
tenpo'.e..Ue,! e.e.c,tue4 à. pwWi de.i., me4Wte4
a.u.
32
Çu2 e.ha.ad
t'qae..o de. L'inta-tLonnaxLt
cyc.Le. à. c.yc2e.
33
II. CARACTERISATION DES INSTATIONNARITES A PETITES ECHELLES
-
TURBULENCE
35
11.1. Co'
oton -t.e.mpo'LeL&
a.) RappeL.
ca de. .' .e.ouine.n-t at.Lorjvja»te.
b) Cc de. £' c.ou2eme.n..t óttwUonncJjLe. p'wp'Le. a.0 mo.te.wL
11.2. Eche2.Pe .Lntg'i.aLe.4 de. .teinp4 de. £Lz t.wthweence.
11.3. Eche..&e
n g't.c..&e de. £One.wi de. £ct .twthule.nca
35
30
30
3
39
CHAPITRE VI
COMPARAISONS V'ECOULEMENTS STATiONNAIRES ET INSTAT1ONNAIRES
41
DISPOSITIF DE MESURE
41
RESULTATS DE MESURES AU BANC MOTEUR RVI 120 - 145
42
11.1. Evo.wt-íovu .te.inpo'eLee
42
11.2. Evo.wt.o..ó 4pccJe2
42
11.3. Compoitejne.rì,t pc.n. e.ULLe.JL de. £'coweeine.vz..t rfloye.vi
.
¿a
eOflp/e..o4JOn
43
COMPARAISONS DE L'ECOULEMENT STATIONNAIRE (BANC VOLUTE) ET
DE LECOULEMENT IÑSTATIONNAIRE (BANC MOTEUR)
111.1.
111.2.
Compataon de4 p'w1L
de vteó4e4 Ìnoye.n.ne4
Compwuton4 deA p/wL6 de..o a.-t - 4fpeA
44
44
45
CHAPITRE VII
CONCLUSIONS
46
NOTATION S
a
facteur de calibration (anémométrie laser)
D
diamètre du cylindre
indice de moyenne d'ensemble
E
f
C
)
fonction
Fréquence Doppler
I
Intensité de fluctuation
i
numéro de cycle
L
échelle intégrale de longueur
1
entraxe de bielle
L
levée de soupape
N
vitesse de rotation du moteur
n
nombre de cycles
R
corrélation temporelle
r
rayon de vilebrequin
T
indice de moyenne temporelle
t
temps
U
composante axiale de la vi.tesse
u
fluctuation de vitesse axiale
V
composante radiale de la vitesse
y
fluctuation de vitesse radiale
VP
vitesse du piston
W
composante tangentielle de la vitesse
w
fluctuation de vitesse tangentielle
opérateur moyenne
opérateur écart-type
opérateur de fluctuation cycle à cycle
x
direction axiale
y
direction radiale
z
direction tangentielle
angle moteur
intervalle angulaire
c
taux de compress ion
X
longueur d'onde
diamètre
O
angle entre deux rayons
échelle intégrale de temps
vitesse angulaire
AB REVI AT IONS
A.O.A.
Avance Ouverture Admission
A.O.E.
Avance Ouverture Echappement
P.M.B.
Point Mort Bas
P.M.H.
Point Mort Haut
R.F.A.
Retard Fermeture Admission
R.F.E.
Retard Fermeture Echappement
R.V.I.
Renault Véhicules Industriels
i
CHAPITRE I
IWTROVUCTION
La caractérisation complète des écoulements à l'intérieur des
chambres de combustion de moteurs alternatifs à pistons apparaît comme
un travail à moyen terme étant donné la complexité extrême du problème.
En effet, à l'intérieur du cylindre, il faut prendre en compte la tridimensionnalité, la compressibilité et l'instationnarité des champs
aérodynamiques. Une approche sans lacune doit envisager un milieu
diphasique et le phénomène de combustion.
Aussi, la démarche adoptée consiste en une approche par étapes
successives. Notre but est de connaître expérimentalement les écoulements
dans les cylindres et les chambres de combustion de moteurs à pistons
mais sans combustion. Le mouvement résulte donc d'un entraînement extérieur.
En fait, il s'agit du prolongement d'une étude conduite en régime permanent
et fluide incompressible visant à simuler la phase d'admission du cycle
moteur [1].
A échéance, une contribution à la réduction des consommations
en carburant et des diverses pollutions doit être apportée. A l'heure
actuelle, des moyens expérimentaux bien adaptés au problème telle
l'anémométrie laser permettent d'envisager raisonnablement notre sujet.
Par ailleurs, l-es développements des méthodes numériques de prédiction
vers des situations tridimensionnelles accompagnent naturellement ces
expériences.
Dun point de vue global, des géométries de moteurs identiques
à celles existant dans les fabrications de série industrielle, donc non
2
élémentaires, sont considérées. Néanmoins, des aspects fondamentaux sont
aisément accessibles avec l'installation expérimentale, tout particulièrement dotée de conditions aux limites non permanentes.
Après une étude bibliographique (chap. II) et la présentation
de l'installation d'essais (chap. III), la structure de l'aérodynamique
interne (chap. IV) et les divers effets instationnaires (chap. V) sont
analysés sur un moteur à allumage commandé. Enfin, une comparaison entre
écoulements stationnaire et instationnaire est réalisée pour une géométrie de moteur Diesel (chap. VI).
3
CHAPITRE II
ETUVE BIBLiOGRAPHIQUE
Dans ce chapitre, seules les études expérimentales traitant
de l'aérodynamique interne dans les moteurs alternatifs font l'objet
d'une analyse. Au niveau de la présentation, nous avons choisi d'utiliser
des tableaux et un ordre chronologique, les premières publications datant
de 1974. Les montages expérimentaux, les méthodes de mesures et les principaux résultats sont rassemblés sous une forme condensée.
Des analyses thématiques ont déjà été données antérieure-
ment {8»+4]. Pour l'essentiel, la classification introduite distingue
les études effectives sur les moteurs et les travaux sur des configurations très simplifiées. Dans le premier cas, les influences des géométries
d'admission {13,19,22,25,3'#,37,'+O], de la forme et des dimensions de
chambre [6,18,23,2LF,26,28], du taux de compression [5,6,7], de la
combustion [2,8,lLf,l8,23,26] et du régime moteur [6,19,23,2'+,28,30,'+5]
sont discutées. Les autres études traitent, par exemple, de l'analogie
hydraulique [21,31+i, des transferts thermiques [31»+8], des différents
imbrulés [32,L+9] et de la détermination du Point Mort Haut [33].
Au niveau des méthodes de mesure, l'importance de l'anémométrie
à fil chaud s'est réduite au profit de l'anémométrie laser et de la
cinématographie rapide.
Globalement, il appara1t que les points de mesure dans les chambres de combustion sont en général en petit nombre (une dizaine environ).
Les moteurs testés sont le plus souvent des machines expérimentales conçues
pour le bon accès des appareils de mesure et rares sont les essais sur
moteurs de série sans modification des géométries.
4
-
Auteurs
: Références
BAXER,
:
KHALIL,
WHITELAW
3
Alésage x Course (um)
Taux de compression
Régimes utilisés (tr/mr
Montages expérimentaux :
Simulation station- :
naire de l'admission.
Configuration axisymétrique.
Possibilité de swirl
à l'entrée.
2
HUTC1IINSON,
DENT,
BiBLIOGRAPHiE de 1914 a 7911 -
:
DERHAM
:
300 x /
.
Laser + analyseurs de
fréquences.
/
/
. Moteur Diesel à injection directe.
Fil chaud platine 30 s
Iridium.
101,6 x 104,8.
16
:
Dispositifs de mesures : Mesures et résultats
1.
500, 1 000 et 1 500.
TSUGE,
KIDO,
RATO,
Simulation instation-:
naire de l'admission. :
Piston percé créant
de la turbulence.
4
:
NOMIYAMA
:
JAMES,
LUCAS
6
DEN'r,
SALAMA
¡
I'ABACZYNSKI:
7
8
. Vitesse piston
1,4
5,3 in/s.
i/a -
:
:
¡
:
.2inoteurs:
Fil chaud.
104 x 90.
93,7 x 72,4.
i) Chambre en coin,
A effet de squish.
2) Chambre cylindrique, dans le pie-
:
/
:
9
:
/
:
i 5:
. 82,5 x 114,3.
Variable.
i 000, 1 500, 2 000.
/
/
/
.
Etude du "swirl"
et du "squish" â
l'admission et à
la compression.
Mesure de la décroissance de la
turbulence provoquée par le mouvement du piston.
Influence des di-
verses configurations de chambre
sur l'écoulement
en S points de la
chambre.
Fréquences de turbulence en général
< 700 Hz.
Rappels de turbuPremières mesures
de turbulence dans
un moteur réel,
analyse d'échelles.:
1 000, 2 000, 3 500:
Moteur WAURESKA CFR.
:
lence.
1.
8,9 : 1.
1 000, 1 200,
ton.
LANCASTER
Fil chaud.
0 5 m, 2,/a - 200.
50, 100, 150 mm.
Fil chaud 0 10 jim,
85 x 82,5.
i
platine 10 5 Rhodium
Squish
3,9
i t 6,49 :
220.
5,29
et 8,88 : i.
Cylindrique
5,21 : 1:
700, 950, 1 200, 1 450:
Moteur PETTER Wi
i cylindre.
Plusieurs configurations de chambres
4 à effet de squish,
1 cylindrique.
5
.
Comparaison d'écou-:
laments avec et
sans combustion.
Mise en évidence
de zones de recirculation.
Fil chaud
0 10 im platine,
10 5 Rhodium.
i/a -
200.
/
Mesures de vitesses:
en 3 pointa.
Introduction d'une
analyse instationnaire.
Influence des para-:
mètres de fonction-:
nement sur la torbulence.
Turbulence et corn-
bustion turbulente
dans les moteurs
analyse bibliographique d'avant 1976.:
5
-
Auteurs
¡
¡
DALE
HUTCHINSON
Références : Montages expérimentaux
9
:
:
8I8LIOGRAPKIE PE 1971 -
Alésage x Course (mm)
Taux de compression
Régimes utilisés (tr/mn)
/
/
/
/
2 montages
:
Moteur PETI'ER PJ1,:
Diesel, i cylin:
10
:
dre.
1 hublot à la
place de l'injec-
.
1)
2)
X
7
7
:
Dispositifs de mesures
Mesures et résultats
Application de
l'anémométrie laser:
à effet Doppler aux
moteurs ¿ combustion interne.
/
Laser + compteur.
Essais de mesures
par anémométrie
75 x 60.
laser.
Comparaison expé-
7
.
1) 450 et 550.
2)
¡
rience avec cal-
200.
culs.
teur.
Montage en plexiglas. soupape
centrale.
JAGADEESAN,
MURThY
WITZE
11
12
:
:
Moteur Diesel à injection directe.
1 cylindre.
Moteur WISCONSIN
1 cylindre
culasse en L
:
. 80 X 110.
12
:
.
:
1.
800
1 500.
76.2 x 82,6.
7,25
1.
500
2 500.
:
Mesures du vecteur
Vitesse dans 2
plans.
Influence de la
vitesse de rotstion, du masque des
soupapes et du taux
de compression.
Fil chaud
0 10 Im, platine.
20 % Iridium
L/d - 200.
Fil chaud
0 6,3 im platine
Iridium, Lid = 238.
:
s
s
Mesures de l'écoulement en 12 points:
du cylindre et de
la chambre.
Mise en évidence de
la turbulence,
échelles.
Influence de la
¡
vitesse de rotation.
6
5I8LIOGRAPHIE VE 1918 -
-
Auteurs
WITZE
:
Références
:
13
:
Montages expérimentaux
:
Moteur WISCONSIN,
1 cylindre.
Culasse en forme de
Alésage x Course (rmn)
Taux de compression
76,2 x 82,6.
1.
5,1
600.
:
L.
i hublot dans la
culasse.
:
Laser + compteur.
Fil chaud
Mesure en i point
platine,
iridium, &/d - 238.
0 6,3
m
Cinéma rapide
(5 000 images/s)
de la vitesse tangentielle.
Discussion sur les
différentes anémométries.
Anémométrie laser
à effet Doppler
applicable aux
moteurs à combos-
tion interne.
DYER,
WITZE
. Simulation de la
14
chambre de combus-
tion
:
propagation
/
Laser + compteur.
/
Caméra rapide
(ambroscopie).
/
d' une f lairgee dans
une bombe.
YEOMAN
15
Ecoulements sans
et avec combustion
comparés (laser).
Evolution tempo-
relie de la fiamme
(caméra).
/
/
/
Application de
ianémométrie laser:
& effet Doppler
aux moteurs à com-
bustion interne.
Métrologie.
oesMAN,
LLING,
Moteur 7
16
Orifice ou conduit
d'admission toujours
ouvert.
Admission et échappe-:
WHITELAW,
WAT)INS
75 x 60.
3
io
:
Laser + compteur.
Confrontation avec
calcul théorique
(différences finies):
Structure des écou-:
lements dans les 2
phases.
Laser + analyseur de
fréquences.
Champ tridimension-:
nel complètement
i.
et
200.
ment seulement.
WIGLEY
et
HANS
17
:
.
Simulation station-
naire de l'écoule-
ment & l'admission.
2
culasses testées.
Levée de aoupape fixe
(7,5 ums).
7
/
/
mesuré.
Comparaison des
2 culasses.
7
- BIBLWGRAPHIE VE 1919 -
Auteurs
ASANUMA
et
OBOKATA
Références : Montages expérimentaux
:
:
BRANDL,
REVERENRIC,
18
19
CARI'ELLIERI :
DENT
Alésage x course (mm)
Taux de compression
:
Moteur è allumage
commandé refroidi par
air, i cylindre.
Soupapes sur le côté.:
Chambre à squish ou
auxiliaire.
2 hublots diamétralement opposés, dans
le cylindre.
72 x 59.
1,
Squish : 2,8
4,3
auxiliaire
ou 4,7 : 1.
209, 217 et 500.
Moteur Diesel à injection directe AVL
type 520, 1 cylindre.:
Conduit d'admission
120 x 120.
:
:
:
18
100,
1
:
:
700, 2 400.
1
Laser + suiveur de
fréquences.
1,
1.
:
:
Fil chaud, sonde A 2
fils à 100e l'un de
l'autre.
hélicoi:dai ou tangentiel.
RATTORI
GOTO
:
:
OMIGASI4I
EKCHIAN,
MOULT
Simulation
20
:
:
z
21
:
:
souffle-
/
/
Equipement pour allumage d'une fiamme.
: Appareil photographique:
81 x (60 à 110).
345, 750, 1 500,2 500. z rapide (40 à i 000
images/seconde).
Simulation de moteur.:
Fluide - eau.
Phase d'admission.
Comparaison des
écoulements dans
les 2 types de
chambres.
Comparaison des
modes entraXnés
et en combustion.
Recherche sur le
meilleur ensemencement pour les
mesures laser.
Comparaison des
écoulements dans la
cavité du piston
induite par les 2
types de conduit
d'admission.
Corrélation des
mesures d'aérodynamique avec des
essais moteurs.
Visualisation Schlierem: . influence des pata4
mètres, en particulier 6e la vitesse de l'air sur
l'allumage par
bougie.
/
rie.
Etude de la stabilité des tourbilions à l'admission
en fonction des
paramètres geométriques.
Critères de stabilité.
RASE
22
z
. Moteur OMAN, A 2 cylyndres opposés.
Culasse en forme deL.:
1 hublot dans la Cu-
:
.
90,5
7
z
.
:
X
Laser + compteur.
76,2.
1.
270, 400 et 800.
lasse.
Mesure de la vitesse tangentielle
selon 2 diamètres.
Mise en évidence
de variations cycle à cycle.
Comparaison de mesures en mode
entramé et en
combustion.
LUCAS,
BIJNT,
MflN
23
2 moteurs ? à allumage commandé, 1 cylindre.
:
.
:
4 configurations
possibles de squi.h'.:
i)
110 x 80.
70 x 70.
1.
8,5
2)
8
1)
et 2)
1)
2)
:
.
:
.
Fil chaud 10 Um,
platine,10% rhodium,
l/d-200
sondes de ionisation
:
z
1.
:
750,
et 1 500.
1 000
Influence des divers effete de
"squish" sur les
écoulements turbulents.
Corrélations des
essai, aérodynamiques et en combustion.
z
¡79 (tte)
Auteurs
8
:
Références
z
'I'aux de compression
:
s
Régimes utilisés (tr/mn>
WAKISAXA,
¡
HAMAMOTO,
:
24
. Moteur â allumage
:
:
:
.
.
:
125 x 110.
Fil chaud 0 5
tungstène.
L/d - 240.
Appareil photo.
i cylindre.:
7
i hublot dans le
¡
. 600, 900, i 200.
piston.
commandé,
:
UHIGASHI,
HASHIMOTO
:
Mesures ponctuelles
de vitesses combinées avec photographies de l'écou-z
lenient.
Influence des para-:
mètres géométriques:
sur la turbulence.
i
i
25
LAWrON,
EL.MORI,
s
. Moteur WANKEL NSU
rotatif, 1 rotor.
s
;NDRK
i qën4ratsur da tuFbulanca dana la eon-
i
i
duit d'adaisalon,
s
/
/
.
s
.
i
Fil chaud.
Influence du géné-
rateur de turbulence sur le fonc-
3 000 - 4 000.
tionnement du mo-
i
teur.
s
Observation de
dispersions cycle
â cycle.
26
MATI'AVI,
GROFF,
.
:
Moteur transparent
:
dessiné par BOWDITUL:
2 formes de chambres :
MATEKUNAS
à effet de squish
.
.
.
92,1 x 76,2.
6,85
1
1.
:
.
:
200, 1 600, 2 000.
.
Corrélation entre
Cinéma rapide.
Fil chaud.
mesures en mode
entraîné et visuallsation de la
ouverte.
propagation de la
flamme.
Comparaison des
culasses.
27
COLE,
. Moteur RICARDO E6 à
allumage commandé.
SWORDS
4 hublots dans le
cylindre.
Laser (corrélation de
7X?
¡
.
z
.
7
:
.
400, 800 et 1 200.
z
photons).
1.
.
z
z
Champ des vitesses
à 9 mis en-dessus
du plan de culasse.:
Influence de la
vitesse de rotation:
sur les écoulements:
Etude de la turbulence â la compres-:
sion.
GIROIS,
:
TIDMARSH
:
28
Moteur CHRYSLER :
:
.
:
4 cylindres (2 en-
traînent les 2 autres).
:
:
.
:
.
7X7
8,6
1.
1 000, 1 250, 1 500,
:
Fil chaud.
2 000, 2 250 et 3 000.:
s
2 chambres de corn-
bustion possibles.
ABOU-ELLAIL:
29
Moteur Diesel â 2 cy-
z
lindres (1 cylindre
ELKOTB
entrafne l'autre).
Comparaison des 2
chambres de com-
.
¡
7x7
i.
:
.
z
:
1
sphère.
Admission tangen-
Fil chaud.
mesures expérimen-
tales avec code de
calcul (différences:
finies)
500.
Chambre
tielle.
,JOHNS'FON,
30
.
z
ROBINSON,
RORKE,
i cylindre, culasse
en forme de L.
i hublot dans la
SMITH,
:
:
:
.
.
76 x 83.
5,7 : 1.
. 460, 690, 920.
Laser (Doppler +
Raman).
Caméra rapide.
culasse.
WITZE
HOHENBERO,
HARDENBERG
Moteur WIScONSIN
31
Simulation stationnaire.
:
Description des di-
verses possibilités
de mesures à l'intà- ¡
s rieur du cylindre.
s
Evaluation des écou-
Thermocouples.
32
des estimations ther- ¡
s Simulation hydraulique.: . 63,4
s.
WOODS
iniques.
z.
178,2.
X
/
/
Etude de la forma-
Visualisation.
s
s
s
:
ROBERT
33
:
1) Moteur Diesel
6 cylindres.
2) Moteur UP Renault.
¡
lements mcyens par
s
SPROSTON,
¡
Confrontation des
Caméra rapide.
17 :
bustion.
Importance de la
turbulence.
i modèle de prédiction proposé.
¡
:
1)
1500 tr/mn.
2)
?X7
12
1.
gaz brulés.
tiellement pour la
7
:
¡
Métrologie, essen-
7X?
s
tion de tourbillone à la paroi
per le piston
application è
l'évacuation des
¡
dLermirsatjoxz du
P.M.1I.
z
z
z
¡
¡
9
8I8L1OGRAPtq1E VE 1980 -
-
Auteurs
:
Références : Montages expérimentaux :
JOUSSERANDOT:
PANNIER
34
RICARDO
35
Alésage x Cougse (me)
Taux de compression
: Simulation de moteur.
Cylindre en plexiglas.
Fluide
eau.
Simulation stationnaire:
Cylindre transparent.
:
Fluide = air.
:
36
: Moteur WISCONSIN é
charge stratifiée et â
injection directe.
i
cylindre, culasse en
forme de L.
Maquette 2D : largeur
piston 1 96 sen.
Compression simulée
par augmentation de
niveau d'eau.
3 000 tr/mn.
Visualisation photographique (filets
fluides colorés).
Analyse dee visualisations pour 8 formmu:
de pistons différents:
150 Imu x /
"Vane swirlmeter"
impulse swirlmeter".
Mesure du "swirl",
comparaison des
appareils de mesures.
Calcul des besoins
en air d'un moteur.
Laser + compteur.
Fil chaud, 0 6,3
platine, 20 % iri238.
dium, RId
Comparaison de mesures au laser et
au fil chaud.
Discussion des diverses corrections
appliquées au fil
.
:
WITZE
Dispositif s de mesures
.
/
.
/
76,2 x 82,6.
:
.
:
.
5,1
:
.
600 tr/mn.
:
1.
im
i
hublot dans la culasse.
ARQUES
37
.
:
chaud.
Moteur Kouchoul,
2 cylindres réunis
par un orifice de
transfert.
Mouvements des pistons décalés de
25 degrés.
2 fils chaud
1er cylindre
2me cylindre
300 â 1 200.
:
50
:
8
:
:
froid
1
1.
Détermination de
vitesses et d'échanges de chaleur
dans l'orifice, et
influence sur variations de pression.
Application aux
dispersions des
cycles.
MORSE,
WRITELAW,
YIANNESKIS
38
:
.
Simulation de moteur
cylindre en plexiglas:
Configuration axisymétrique, soupape
:
:
.
75 x 60.
.
2
.
200.
Laser + compteur.
Mesures des 3 composantes de vitesse dans tout le
cylindre.
2 formes de volutes testées.
Comparaison avec
des calculs
Laser + compteur.
Influence de l'orien-:
tation d'un masque
de soupape sur les
vitesses de rotation
d'écoulement et sur
les niveaux de turbu-:
1.
:
fixe.
WITZE
39
:
.
Moteur WIS)NSIN â
76,2 x 82,6.
charge stratifiée A
injection directe,
I cylindre, culasse
en forme de L.
i hublot dans la
5,4
1 200.
:
1.
culasse.
GANY,
LARREA,
40
:
SIRIGNANO
CORCKILL,
BULLOCK,
WIGLEY
41
:
lence.
. Simulation de moteur :
Configuration axisy- :
métrique.
. Moteur â charge stra-:
tjfiée à deux chambree.
1 hublot dans culasse:
.
76,7 X 76,2.
.
7
.
31,25.
.
:
.
X?
7
.
:
1.
:
7
2 000 tr/mn.
Laser + suiveur de f ré-: Vitesses axiales et
quences.
tangentielles dans
tout le cylindre,
jans soupape, avec
soupape fixe et avec
soupape en mouvement.:
Laser + analyseur en
fréquences.
Fil chaud 0 10 Um,
Platine. 10 % Rhodin:
RId - 225 - 250.
Vitesses radiales
et tangentielles
dans une section.
Comparaison des
résultats laser et
fil chaud.
Corrélations avec
des essais en cornbustion.
RICEN,
VLACHOS,
WHITELAW
42
:
.
Simulation instation-:
naire
moteur trans-:
parent en plexiglas.
Orifice d'admission
centré imposant un
:
:
.
75 X 60.
.
2
.
200.
:
1.
Laser.
3
i
Obtention des profils:
de vitesses moyennes
dans 9 sections.
lo
BIBLIOGRAPHIE VE 19S1 -
-
Auteurs
:
RA!V3S.
Références
:
43
:
GANY
et
SIRIGNANO
WITZE
.
Alésage x Course (me)
Taux de compression
Simulation de moteur
Soupape axisymétrique.
44
:
76,7 x 76,2.
7
z
:
Laser + suiveur de
fréquences.
1.
Vitesses axiales
et tangentielles
dans tout le cylindre avec et
sans mouvement de
soupape.
Comparaison avec
calcul théorique.
31,25.
/
/
Confrontation d'expériences antérieures
avec des codes de
/
calcul.
RICARDO
45
:
. Moteur E16 Diesel à
injection directe.
i hublot dans culasse.
:
.
:
.
:
.
-
Auteurs
:
ANCOMANIS, :
RICEN,
Références
46
WHITELAW
:
120,65 x 139,7.
16,3 : 1.
960, 1 440 et 2 400.
Laser + suiveur de
fréquences.
Description de l'écoulement dans la
cavité du piston.
BIBLIOGRAPHIE VE 1982 -
Taux de compression
Montage expérimental
transparent en plexi-:
75 x 94.
3,5
1.
glas.
200.
:
Laser + compteur de
fréquences.
z
Soupape axisymétrique utile à l'admission et l'échappement:
Piston plat ou avec
chambre.
:
Description de
l'écoulement suivant la forme du
piston.
Analyse selon les
différentes phases.:
WITZE
47
/
/
/
Conférence sur les
méthodes optiques
applicables aux moteurs à combustion
interne.
DIWAI(AR
48
/
/
/
Calculs comparés avec
des travaux antérieurs
Etude de transferts
thermiques.
NAMAZIAN,
HEYWOOD
:
¡
49
: Simulation de moteur,
: piston carré.
82,6 X 114,3.
4,8
1.
5,2
2.
z
z
Caméra rapid..
Etude de. écoulements:
prè. de. segment..
Effet sur les imbrulés.
11
CHAPITRE III
INSTALLAT1OISJ V'ESSAIS ET METHOVES EXPERIMEtJTALES
I. BANC D'ESSAIS DES MOTEURS ALTERNATIFS
L'installation employée s'apparente à un ttbanc moteur"
classiquement utilisé dans les industries automobiles. Pour l'essentiel,
elle est constituée du moteur à piston de l'essai et d'une machine
électrique destinée à l'entraînement. Tout l'équipement est conçu pour
les mesures à l'intérieur du cylindre, les relevés de performances et
de consommation n'étant pas envisagés.
1.1. DESCRIPTION GENERALE DU BANC (fig. 1)
Un moteur alternatif comportant un seul cylindre est particulièreinent adapté à notre étude à cause d'une bonne accessibilité
générale. Cette configuration a l'avantage pratique d'être souvent
employée pour des essais industriels. Aussi, deux moteurs monocylindres décrits au paragraphe 1.2 ont été successivement testés.
Pour nos essais, la machine électrique CEM, d'une puissance
maximale 130 kW et d'un couple 420 mN, entraîne le moteur à piston. La
possibilité inverse est prévue avec une fonction génératrice de courant.
La transmission s'effectue au moyen d'une courroie crantée avec une
démultiplication possible de deux et un coefficient de sécurité de 2,1.
Afin- d'atténuer les vibrations, l'ensemble du matériel repose
sur une table rainurée liée à un socle en béton armé et isolée du sol
par des amortisseurs. Avec une masse totale supérieure à 10 tonnes, la
fréquence propre est voisine de 3 Hz.
12
1.2. DESCRIPTION DES MOTEURS MONOCYLINDRES
L'instationnarité des écoulements gazeux dans le cylindre
(chapitres IV et V) est étudiée sur un moteur à essence équipant une
voiture de série. A titre complémentaire, une confrontation entre des
essais sur moteur et des résultats en régime permanent utilise une
géométrie de moteur Diesel conçue pour les véhicules industriels.
Le moteur à essence et à allumage commandé est un monocylindre
(fig. 2a) d'alésage 77 mm, de course 84 mm, utilisé en quatre cylindres
sur la voiture Renault 16 IS.
Il
se caractérise par des conduits
d'admission et d'échappement quasi rectilignes, par une chambre de
combustion de forme hémisphérique disposée dans la culasse et par un
piston plat. Les schémas des tubulures d'admission et d'échappement
sont précisés par la figure 2b.
De taille beaucoup plus importante (alésage 120 mm,
course 145 mm), le monocylindre Diesel fabriqué par Renault Véhicules
Industriels présente une culasse plate et une chambre de combustion
incluse dans le piston (fig. 3). Le taux volumétrique s'établit à
environ 17.
Une pompe interne ou un circuit externe d'huile, avec
réglage de la pression et du débit, assure la lubrification. De même,
une pompe et un échangeur extérieurs refroidissent le moteur.
1.3. MODIFICATIONS APPORTEES AUX MONOCYLINDRES
Accéder optiquement à l'intérieur des cylindres nécessite
1 'implantation de hublots transparents en quartz. Leurs dimensions
maximales (Ø 14 et 20 mm) sont limitées par des seuils de résistance
mécanique. Les figures 2 et 3 indiquent les implantations de ces
hublots le long du cylindre et plus particulièrement au voisinage du
plan de culasse.
Le montage de ces hublots s'est avéré délicat, outre les
problèmes de résistance mécanique du quartz sollicité par la pression
13
dans le cylindre, il faut assurer l'étanchéité de l'eau de refroidissement. Le compromis pour l'effort de serrage a été obtenu empiriquement.
Il. DETECTION DES GRANDEURS PHYSIQUES
La caractérisation expérimentale de l'aérodynamique interne
des moteurs à pistons est obtenue essentiellement avec un anémomètre
laser à effet Doppler différentiel. Toutefois, à titre complémentaire,
pour le moteur de voiture, des mesures ont été effectuées à l'aide de
l'anémométrie à fil chaud, cette sonde étant installée à l'emplacement
soit de la bougie, soit du capteur de pression.
11.1. ANEMOMETRE LASER A EFFET DOPPLER DIFFERENTIEL (fig. 4)
Cette technique a fait l'objet de nombreuses présentations
[o,5l,52,53,54,55 }. Pratiquement, le volume de mesure, situé à
l'intersection de deux rayons de lumière cohérente générés par un
même laser, est constitué de franges d'interférences. Une particule
solide, portée par le fluide à la vitesse
U
et traversant le volume
de mesure, émet une lumière modulée à la fréquence Doppler
que
telle
U= axf
U
= composante de la vitesse, perpendiculaire à la
bissectrice intérieure des deux rayons laser dans le
plan des rayons.
B =
À/2sin(ei)
facteur de calibration, valeur
constante pour une longueur d'onde
avec
et un angle
À
= 514,5
e=
.
lo
ni
e
A
constants.
longueur d onde du laser Argon.
angle entre les deux rayons incidents.
Un compteur calcule les fréquences Doppler et effectue la
conversion en vitesse par la relation précédente, après avoir validé
les signaux reçus (méthode des 5 et 8 périodes) par rapport au bruit de fond.
14
La cha1ne anémométrique laser comprend les éléments suivants
la source lumineuse monochromatique cohérente générée par un laser
Spectra-Physics à Argon (raie verte de longueur d'onde
À
= 514,5
.
109m
de puissance 2,5 W);
l'ensemble ôptique DISA 55 X de séparation en deux rayons du faisceau
initial et de focalisation au point de mesure
la
ellule de Bragg DISA 55 N 10, permettant la détection des vitesses
voisines de zéro avec leurs signes, par décalage en fréquence d'un des
rayons incidents
le photomultiplicateur captant les signaux lumineux émis, et les
transformant en signaux électriques
le compteur DISA 55 L 90 chargé de traiter l'information issue du
photomultiplicateur et fournissant la fréquence du signal Doppler
l'ordinateur HP 1000 de stockage et de traitement des données de
l'acquisition.
la mémoire rapide METRIX de stockage à 2 MHz sur 2 kmots.
L'ensemencement en particules est possible de deux façons
différentes. Du dioxyde-phtalate (Do.P.), par barbotage sous faible
pression d'air, permet d'obtenir des particules liquides d'un diamètre
compris entre 1 et 5 pm. L'utilisation d'un nébuliseur médical rend
les mames services, avec une moindre pollution, car le liquide employé
est alors de l'eau.
Deux appareils supplémentaires mesurent simultanément la
position angulaire du vilebrequin et la pression des gaz à l'intérieur
du cylindre. La première information est délivrée par un codeur optique
de position (marque GRAY, modèle CO 77 D) avec une résolution angulaire
de 0,7 degré. Un capteur depression à effet piézo-électrique
(marque AVL, type
paramètre.
12 QP 300 CV ou S QP 500 CA) enregistre le deuxième
15
11.2. UTILISATION D'UN FIL CHAUD (fig. 5)
L'emploi d'une sonde à fil chaud à l'intérieur d'une chambre
de combustion de moteur automobile pose tout particulièrement des pro-
blèmes de résistance mécanique. Le choix s'est porté ici sur le tungstène,
matériau éprouvé aux températures élevées. Le principe de mesure adopté
est celui du fil chaud à température constante.
La cha1ne a pour éléments
- une sonde supportant un fil chaud en tungstène, de diamètre 10 hm et
de longueur 5 mm
- une alimentation (à tension constante) DISA 55 DO 1 reliée à la sonde;
- un convertisseur analogique-digital PRESTON (12 bits, fréquence
d'acquisition maximale 100 kHz) chargé de transformer l'information
continue en valeurs discrètes enregistrées par l'ordinateur;
Un étalonnage par un tube de Pitot de la sonde à fil chaud
est effectué à pression et température ambiantes. Les fréquences
d'acquisition choisies sont de 5 000 ou 10 000 Hz suivant les vitesses
de rotation du moteur, elles autorisent une définition temporelle de
l'écoulement semblable à celle de la résolution du codeur angulaire lié
au vilebrequin.
Les possibilités d'accès à l'intérieur de la chambre sont
facilitées par la présence de deux alésages dans la culasse, l'un destiné
& l'emplacement de la bougie, l'autre au capteur de pression.
La nature de la détection fait l'objet du paragraphe IV.
16
III. TRAITEMENTS DES SIGNAUX DE MESURE
Après une présentation des aspects périodiques spécifiques
à. l'installation, les moyennes statistiques d'ensemble sont définies.
Celles-ci constituent la base des analyses présentées dans les chapitres
rv et VI. Néanmoins, quelques moyennes temporelles sont envisagées dans
le chapitre V.
111.1. PERIODICITE MECANIQUE DU MOTEUR A PISTON
Le système piston-bielle-vilebrequin transforme le mouvement
linéaire du piston en mouvement de rotation du vilebrequin. Lorsque la
vitesse angulaire de ce dernier est constante, le déplacement du piston
suit une loi de vitesse (fig. 6)
V(t)
-r
x
rsin(wt)
L
sin(2wt)
2 \JRìr)2
sin2(t)
V(t) = vitesse instantanée du piston,
r = rayon du vilebrequin,
L
avec
= entraxe de bielle,
C)= 27TN/50 vitesse de rotation angulaire du moteur
en rd/s,
N = vitesse de rotation du moteur en tr/mn,
t = temps.
La relation n'est pas purement sinusoîdale, mais reste
périodique avec un mode fondamental à la fréquence N/60 (Hertz). Le
deuxième terme de la relation est de fréquence deux fois plus élevée
que Te premier mais reste à des amplitudes plus faibles (fig. 6).
pour effet de décaler les amplitudes maximales selon le rapport
Ii
a
./r
Un tour de rotation du vilebrequin suffit à connattre le mouvement du
piston. Cependant, le fonctionnement du moteur "à quatre temps" fait
intervenir l'ouverture et la fermeture des soupapes qui nécessitent
deux tours de vilebrequin pour leur réalisation avec une période égale
à
secondes. Le passage du temps à la rotation cX
du vilebrequin est
donné par
a
=
wt (2tN/50)xt
17
111.2. REPERAGES ANGULAIRES UTILISES (fig. 7)
Le cycle usuel comprend quatre phases. L'admission et la
compression caractérisent le premier tour du vilebrequin, la détente
et l'échappement le deuxième. Par convention, l'angle de départ constitue
le début de l'admission, et coThcide avec la fin de l'échappement.
Les dénominations IrPoint Mort Haut" (P.M.H.) et "Point Mort
Bas
(P.M.B.) définissent les positions extrémales, respectivement haute
et hasse, du piston. Les soupapes d'admission (A.) et d'échappement (E.)
s'ouvrent (O.) et se ferment (F.) en avance (A.) ou en retard (R.) vis
à vis des points morts. Elles expliquent la présence des termes R.F.E.,
R.F.A., A.O.E., A.O.A. dans le cadre de la figure 7.
Le système de distribution des gaz rend l'écoulement encore
plus instationnaire car l'ouverture et la fermeture des soupapes ne
suivent pas des lois simples (voir par exemple figurel2).
111.3. DEFINITION DES MOYENNES STATISTIQUES D'ENSEMBLE
La périodicité mécanique introduite autorise le calcul de
vitesses moyennes d'ensemble, à chaque instant
a
du cycle moteur
et sur n réalisations.
E
(a) flI
i1
U(i,a)
vitesse moyenne d'ensemble à l'angle moteur
vitesse instantanée à l'angle OEdu cycle noi
= nombre de cycles dans l'acquisition considérée
Le procédé employé consiste à calculer statistiquement la
moyenne des valeurs de vitesse au même instant de chaque cycle successif
et implique un nombre n de cycles suffisamment grand (plus que 100 en
général
,
en moyenne 1 000).
18
Ensuite, les fluctuations sont essentiellement caractérisées
-
par le calcul des écarts-types u
1
2
UI
=VU2()
=
fl
i1
Le calcul des quantités moyennes et turbulentes d'ensemble
s'effectue tous les 0,7 degré d'angle, ce qui représente 1 024 valeurs
pour le cycle. En réalité, ce nombre est plus faible pour les points
de mesure situés dans le cylindre à cause du passage du piston aux
Points Morts Hauts (P.M.H.).
IV. DISCUSSIONS DES METHODES EXPERIMENTALES DANS LE CAS DES MOTEURS A
PISTONS
IV.l. ANEMOMETRIE LASER A EFFET DOPPLER
La difficulté principale de l'application de l'anémométrie
laser aux moteurs à pistons réside dans la qualité optique du signal
lumineux reçu par le photomultiplicateur. Deux paramètres essentiels
conditionnent les résultats.
Premièrement, le positionnement du photoniultiplicateur
nécessite une méthodologie particulière. Lorsque le moteur tourne,
le point de mesure à l'intérieur du cylindre reste difficile à percevoir.
Aussi, un réglage statique est-il utflisé en injectant à travers la
soupape d'admission dans le cylindre, une forte concentration de parti-
cules d'ensemencement.
La propreté des hublots en quartz constitue le deuxième
paramètre, du fait de la remontée d'huile de lubrification sur les
hublots. Les remèdes choisis ont été la diminution de la pression
d'huile, le rapprochement du hublot au plus près de la tangente du
cylindre et l'adoption de segments racleurs appropriés. De plus, la
qualité du signal s'améliore nettement quand la température de l'huile
est suffisamment élevée
(
50°C). Dans le cas du moteur Diesel, après
un certain temps de fonctionnement ('
5 mn), un dépt noiràtre appara1t
19
sur la face interne du hublot. L'injection de 2 ou 3 gouttelettes
d'huile par le conduit d'admission contribue au nettoyage, mais le
meilleur remède reste le démontage. Ces réglages décrits sont essentiels
car un hublot sale introduit un signal lumineux erroné, surtout au
niveau des fréquences (fig. 8).
Sur le plan de la mise en oeuvre, l'observation des signaux
par la mémoire rapide, le choix des divers gains, de la bande passante
et de la fréquence de Bragg, conditionnent la qualité des résultats.
Un autre problème caractérise l'application de l'anémométrie
laser dans les moteurs à pistons. En effet, à l'intérieur du cylindre
règne un milieu aérodynamique très inhomogène. Ainsi, des différences
importantes du nombre de particules apparaissent selon l'emplacement
des points de mesure mais également suivant les différentes phases du
moteur. Les écarts peuvent atteindre un rapport de 20 à 30 entre les
phases d'admission et de détente (fig. 9). En l'absence de combustion,
il n'est pas apparu de problème particulier au niveau de la formation
du point de mesure, les deux rayons se coupant, mame en présence
d'inhomogénéités d'indices optiques du milieu.
IV.2. MESURES AU FIL CHAUD A TEMPERATURE CONSTANTE
Détecter un signal lié à une vitesse de fluide au moyen d'un
fil chaud, à l'intérieur du cylindre, est connu comme un problème très
complexe [ 3, 5, 6, 7, 36,411. Les variations de pression et de tempéra-
ture influent nettement sur le signal enregistré tout particulièrement
au point mort haut (fig. 10).
Une étude systématique de la métrologie fil chaud pour ce
type d'application n'est pas notre objectif. Pour renforcer la détection
de la vitesse, la température du fil
(,.i9O) a tout d'abord été portée
nettement au-delà de la température maximale atteinte par l'air (.s6o').
Seulement le faible rapport longueur/diamètre du fil ("o 300) n'est pas
favorable à de telles augmentations, à cause des pertes de quantités de
chaleur par conduction dans les broches [6,57].
20
Un processus couramment utilisé par les expérimentateurs de
la bibliographie est d'effectuer une correction empirique en température
et en pression dans la loi d'échange du fil Nu
f(Re
)
.
En comparant
des mesures au laser et au fil chaud, t1ITZE [36] montre que ce procédé
peut être insuffisant à cause des fortes variations thermiques rencontrées. La démarche adoptée ici repose sur l'observation de la figure 10
où une certaine relation appara1t, vers le P.M.H., entre signal de
pression et signal fourni
par le fil chaud. Une correction simple
consiste à rajouter au signal brut une quantité proportionnelle à la
pression, rendant les vitesses autour du P.M.H. de l'ordre de grandeur
des amplitudes mesurées juste avant et après les variations de pression.
Cette procédure ne donne pas les écoulements moyens exacts mais ne
modifie pas la turbulence, car le signal proportionnel à la pression et
rajouté à la vitesse fluctue très peu (< 0,5 %).
IV.3. COMPARAISONS DES ANEMOMETRIES LASER ET FIL CFIAUD DANS
LEUR APPLICATION AUX MOTEURS A PISTONS
Dans la bibliographie, deux auteurs mentionnent des mesures
d'aérodynamique interne avec les deux types d'anémométrie. Il s'agit
des travaux de WITZE [13,36] aux laboratoires SANDIA et de CORCKILL
et al
[41] aux établissements AERE HARWELL. L'utilisation des deux types
de détection dans notre étude, associée aux conclusions bibliographiques,
conduit aux constatations suivantes
Le laser est avantageux car il ne perturbe pas le milieu fluide, la
relation entre la vitesse et la fréquence mesurée est linéaire et la
détection de chaque composante de vitesse avec son sens est aisée.
Cependant, la présence de bruit de fond dans le signal, l'accès
optique généralement réduit et le caractère aléatoire d'arrivée des
dònnées constituent les inconvénients essentiels.
Le fil chaud est apprécié pour la continuité du signal obtenu.
Par contre, la fragilité et les difficultés d'étalonnage rendent son
utilisation délicate pour les applications moteurs.
21
CHAPITRE IV
STRUCTURE VES ECOULEMENTS INTERNES
I. INTRODUCTION
Nous nous proposons, dans ce chapitre, d'exposer les résultats
expérimentaux obtenus dans le cylindre et dans la chambre de combustion
du moteur de la voiture RENAULT 16 TS décrit précédemment (chapitre III).
L'accessibilité optique du monocylindre et plus particulièrement
la présence des deux hublots diamétralement opposés permet l'utilisation
de l'Anémométrie Laser à effet Doppler en diffusion avant. Cependant, la
dimension réduite des fenetres et les problèmes métrologiques évoqués
au chapitre III limitent notre analyse à deux points situés dans le ft
du cylindre. C'est pourquoi, afin d'explorer la zone non optiquement
accessible que constitue la chambre de combustion, le choix s'est porté
sur l'anémométrie à fil chaud.
Les expériences ainsi réalisées donnent des informations à la
fois quantitatives et qualitatives sur le comportement des écoulements
gazeux à l'intérieur du cylindre et de la chambre. L'évolution temporelle (paragraphe II), l'inhomogénéité spatiale (paragraphe III) des
écoulements et l'effet du paramètre "vitesse de rotation du moteur"
(paragraphe IV) sont analysés.
22
II. EVOLUTION TEMPORELLE DES ECOULEMENTS
11.1. LES ECOULEMENTS MOYENS
a.) Mewte
da..n,
Le. aLnd't.e..
Comme indiqué sur la figur& 11, la situation géométrique des
points de mesure autorise la mesure des composantes axiale et radiale
de la vitesse. Par convention, les valeurs axiales sont positives de la
culasse vers le piston, le sens positif pour les radiales étant déduit
du précédent par la rotation d'angle + .&..
Pour un régime de rotation N de 500 tr/mn, et des enregistrements successifs des deux composantes pendant 8 minutes, nous effectuons
des moyennes d'ensemble sur 2 000 cycles (figsl2. etl3 ). Les tracés
donnent une première idée du comportement général des écoulements selon
les différentes phases.
A l'admission des gaz, les déplacements du piston et de la
soupape conditionnent essentiellement les vitesses moyennes.
La phase de compression est le siège d'amplitudes plus faibles
pratiquement indépendantes de la remontée du piston.
L'analyse de la fin du cycle semble plus délicate. Cependant,
son intértest, dans notre étude, minimisé du fait de l'entraînement
extérieur du moteur. En effet, dans le cas d'un fonctionnement réel
les évolutions de la pression et de la température induites par la
combustion modifient sans aucun doute les écoulements de détente et
d'échappement.
A partir de ces premières courbes, deux représentations plus
complètes de l'évolution temporelle de l'écoulement ont été .tracées.
La figure 1
donne le vecteur de composantes UE et
différents ins-tants du cycle repérés par l'angle moteur
correspondant est disponible sur la figure suivante.
VE
.
aux
Le module
23
A l'admission, le remplissage du cylindre s'effectue environ
jusqu'à loo degrés d'angle moteur et le jet issu du conduit présente
un angle de pénétration de 13° par rapport à la verticale descendante.
Une très forte liaison entre mouvement du piston et écoulement apparaît.
On observe la quasi coincidence des maxima des vitesses du fluide
et 7Vpour
(84° pour
) et de la vitesse du piston (76°) (fig.l5 )
ainsi qu'une prépondérance de la composante axiale
sante radiale
.
Pour
devant la compo-
a supérieur à 1200, un quasi équilibre apparaît
avec conservation d'une direction constante du vecteur vitesse.
La décroissance en module du vecteur vitesse observée dès le
milieu de la phase d'admission continue pendant toute la phase de compression (fig.1S
). Le mouvement de l'air plutot radial au début de cette
phase devient progressivement axial avec un sens contraire à celui du
mouvement du piston (fig.14 ). On observe donc un écoulement de recirculation au voisinage du plan de culasse.
Après le passage du piston au point mort haut, les comportements
deviennent beaucoup plus complexes. Pendant la phase de détente (figs 16
et 17) les sens des mouvements du piston et de l'air sont opposés au
début puis identiques ensuite. L'ouverture de la soupape d'échappement
introduit, au point de mesure considéré, un accroissement brusque des
vitesses. Au voisinage du point mort bas, le piston ayant une vitesse
nulle, les mouvements radiaux sont privilégiés.
b) MewLe,
da3
ti c,hambn.e. de. e.ombut,Lon.
Il est important de rappeler à ce niveau l'inconvénient de
l'anémométrie à fil chaud constitué par le manque d'informations sur
la direction et le sens des vitesses mesurées (cf. chapitre III, § IV.3).
Toutefois, un premier examen des signaux délivrés par des fils chauds
placés sur les axes de la bougie et du capteur de pression (figs 18
et 1J) permet de retrouver l'ordre de grandeur des vitesses et l'allure
générale des courbes.
Les très forts maxima de vitesse correspondent à l'ouverture
des soupapes, les points de mesure étant immédiatement au voisinage de
ces pièces.
24
11.2. CHAMP DES FLUCTUATIONS DE VITESSE
a.)
Me,uj.eA dan
Le. ctjUndxe..
Les figures 12 et 13 présentent les écarts-types
u
et
des vitesses axiales et radiales définis à partir des moyennes d'en-
semble selon le procédé décrit au chapitre III.
A l'admission, les valeurs les plus élevées de uet v'
sont centrées régulièrement sur les zones de gradient des vitesses moyennes
IJE et VE [58,59]. Par contre, à la compression, uet
gardent
v
des valeurs sensiblement constantes non négligeables devant des valeurs
moyennes
(
1,5 m/s, UE
"
1 m/s,
1,5 m/s,
VE
1,5 mIs). Deux
remarques peuvent contribuer à la compréhension de cette évolution
particulière pendant la compression
Une approche du type "turbulence de botte" sans vitesse
moyenne porteuse pourrait etre retenue [60] étant donné la petitesse
des moyennes UEet VE . Cependant, il conviendrait de vérifier cette
hypothèse dans tout le domaine et de prendre en compte les effets de
compressibilité. Or, HUNT [61] a montré par le calcul, avec une
approche de distorsion rapide, que le déplacement du piston peut plus
que doubler les valeurs efficaces des fluctuations initiales.
Ces valeurs relativement importantes de uet v
soulèvent
la question du choix des moyennes utilisées [7,62]. Dans notre cas,
l'utilisation de moyennes d'ensemble introduit dans les fluctuations
les variations à basse fréquence entre différents cycles successifs.
Comme il sera vu au chapitre suivant, cette contribution parasite
reste limitée à moins de 10 %.
Durant les phases de détente et d'échappement, les écarts-
types uet v représentés sur les figures 12 et 13 évoluent avec plus
de complexité qu'en début de cycle comme déjà indiqué pour les vitesses
moyennes.
25
Après de faibles valeurs au milieu de la phase de détente
(400 à 450 degrés d'angle moteur), l'augmentation des quantités
u
et vpeu avant l'ouverture de la soupape d'échappement (A.0.E.) est
non négligeable. En fait, la formation de fines gouttelettes mises en
évidence par WITZE [13] à la fin de la détente pourrait expliquer cette
croissance de la turbulence.
Dès l'ouverture de la soupape d'échappement (A.0.E.), un
écoulement fortement cisaillé doit apparattre en provoquant l'augmentation des fluctuations. Mais celle-ci est de courte durée car, dès
le Point Mort Bas (P.M.B.), les quantités u
et
diminuent de façon
caractéristique.
Dans le seul but d'une meilleure compréhension, nous effectuons le tracé,pour les deux phases d'admission et de compression,
du vecteur
de composantes (u ,v)(fig.2O). Ainsi, lorsque l'angle
formé par l'abscisse et le vecteur
est de 45°, les quantités u
et
sont égales. Afin de respecter la géométrie du système et de rester
proche de la représentation vectorielle des écoulements moyens, la
composante axiale uest portée par l'ordonnée et la radiale
v
par
l'abscisse. Les écarts-types étant des valeurs positives, seuls la
direction et le modüle (fig.20) du vecteur
La distribution régulière de
ont de l'importance.
et son inclinaison de 45° indiquent
une présomption à l'isotropie du champ des fluctuations. Le comportement
du vecteur
à la détente et à l'échappement est globalement
identique à celui des deux premières phases mais reste plus désordonné (fig. 21).
b) MewLe. da.tu ¿z ch.amb
L'évolution temporelle des écarts-types (en deux points
de la chambre), présentée sur la figure 19, pendant l'admission,
montre deux extrema toujours liés aux gradients de vitesse moyenne.
Par contre, aucune remarque sQre n'est possible pour les trois
dernières phases.
Les quantités présentées sont en général plus faibles
que celles obtenues par anémométrie laser (cf. § iI.1.a). Les différences
de métrologie peuvent toujours intervenir, mais dans ce cas la
raison première réside dans l'éloignement voulu des points de mesure.
26
III. INHOMOGENEITES SPATIALES
Des limitations au niveau de la détection ont réduit
l'exploration spatiale à deux points relativement proches l'un de
l'autre.
111.1. INHOMOGENEITES DANS LE CYLINDRE
Les deux points choisis pour l'étude de l'inhomogénéité spa-
tiale dans le cylindre sont situés l'un au-dessus de l'autre, à
2 millimètres d'intervalle (fig.11
), le point le plus bas étant
celui où ont été réalisées toutes les mesures présentées jusqu'ici.
Malgré la proximité spatiale, les évolutions des vitesses
sont différentes (fig.
22 ),
tout particulièrement à l'admission. Dans
cette phase, le point le plus bas se trouve dans une zone d'écoulements
débitants alors que deux millimètres au-dessus,l'écoulement axial
demeure essentiellement opposé au déplacement du piston. Des vitesses
axiales très petites existent pendant 60 degrés d'angle moteur (de 60
a 120 degrés) pour le point le plus haut. Durant les autres phases, les
deux points semblent se trouver dans un mame écoulement dominant. Cepen-
dant, quelques différences d'amplitudes et un faible décalage temporel
persistent.
La figure 23 permet la comparaison des écarts-types aux deux
points considérés. Contrairement aux observations précédentes, les
différences de comportement de la turbulence entre ces deux points sont li-
mitées. A l'admission, au point le plus haut où le mouvement moyen
axial est faible, les fluctuations atteignent une valeur importante
qui décroît ensuite à la compression.
En conclusion, la région proche du plan de joint de culasse
semble être une zone de forts gradients pour les vitesses moyennes
axiales où l'écoulementreste très turbulent.
27
111.2. INHOMOGENEITES DANS LA CHAMBRE DE COMBUSTION
La mesure des vitesses par anémométrie à fil chaud dans la
chambre de combustion a lieu en quatre points situés sur l'axe du
capteur de pression et en deux points disposés sur l'axe de la
bougie (fig. 18). Les intervalles choisis sont toujours de 5 mm. Quatre
instants représentatifs de la phase d'admission
= 45, 90, 135
(
et 1800) sont examinés (fig.24 ).
Une très forte inhomogénéité spatiale est encore observée
même pour ces points de mesure situés au voisinage immédiat de la
paroi. L'écoulement entrant dans la chambre semble se structurer sous
la forme d'un jet pariétal particulièrement visible dans l'axe du
capteur de pression. Les écarts-types confirment cette analyse.
IV. INFLUENCE DE LA VITESSE DE ROTATION DU MOTEUR N
Trois vitesses de rotation N, 500, 1 000 et 1 500 tr/mn ont
fait l'objet d'une analyse complète avec le relevé par anémométrie laser
des composantes axiales U et radiales
V de la vitesse au cours du
cycle et au point des paragraphes II.1.a et II.2.a
(
X
= 14 mm,
Y = 35 mm, Z = 4 mm). La plage de variation de N a été élargie pour
la composante axiale entre 250 tr/mn et 2 250 tr/mn.
IV.1. ECOULEMENTS MOYENS
Les résultats obtenus indiquent, pour les trois régimes
étudiés, une conservation du mouvement moyen pour les deux premières
phases Admission-Compression (fig. 25), et un comportement plus
désordonné lors des phases Détente-Echappernent (fig. 26).
Plus précisément
A l'admission, l'évolution du vecteur
est globalement
la même pour les trois régions, plus particulièrement dans le voisinage
de
=
750, où l'on observe des directions identiques. Cependant, il
28
ne semble pas exister de relation simple entre l'augmentation de module
de
à
(+ 37 % entre 500 - 1 000 tr/mn
;
+ 10 % entre 1 000 - 1 500 tr/mn
a = 75°) et le régime de rotation du moteur. Nous noterons de plus,
dès l'ouverture de la soupape d'admission, l'évolution particulière
de l'écoulement qui s'accélère d'autant plus rapidement que le moteur
tourne plus vite.
A la compression, comme dans la phase précédente, le
mouvement moyen se conserve aux différents régimes, mais sans proportionnalité avec la vitesse de rotation du moteur (modules identiques
entre 500 et 1 000 tr/mn
;
+ 30 % entre 1 000 - 1 500 tr/mn pour les
valeurs maximales). Quel que soit le régime, l'écoulement tend à prendre
une direction axiale privilégiée, dans le sens opposé au déplacement
du piston.
A la détente, seule une zone située entre
et
a
= 450° se conserve et s'amplifie avec N. Une augmentation du
module des vecteurs directement proportionnelle à N est observée en
début de phase.
A l'échappement, le mouvement moyen, dans le sens opposé
à la remontée du piston, s'accentue quand le régime augmente.
Une synthèse est donnée par la figure 27 volontairement
limitée à la phase d'admission et au moduleUE de la composante axiale.
Il apparaît encore, pour ce point de mesure situé dans le cylindre,
un manque de liaison immédiat entre Oet N
.
Pour plus de conclusion,
il conviendrait de disposer de toutes les vitesses dans une section
droite du cylindre afin de faire porter la comparaison sur un débit
instantané.
A titre complémentaire, une analyse dans la chambre de combustion sur l'axe du capteur de pression a été réalisée. Le point de mesure
se situant dans le jet issu de la soupape d'admission, une quasi
proportionnalité entre UE et
N
s'observe (fig. 28).
29
IV.2. VITESSES FLUCTUANTES
De la même manière que pour les mouvements moyens, nous avons
choisi une représentation vectorielle pour juger de l'influence de la
vitesse de rotation du moteur sur la turbulence (figs 29, 30). Le vecteur
représenté a pour composantes u(écart-type axial) et
vE'(écart_type
radial).
Durant les phases Admission-Compression, l'allure générale
des courbes reste la même quelle que soit la vitesse de rotation du
moteur. Néanmoins, le début de la phase d'admission est marqué, quand
N crott, par une augmentation de la turbulence à prédominance axiale.
Les phases Détente et Echappement présententla même
particularité que les deux précédentes, c'est-à-dire une évolution
générale qui semble peu affectée par les variations de régime. Cependant,
les perturbations directionnelles sont nombreuses et augmentent quand
le régime croît mettant en évidence, à haut régime (1 500 tr/mn), une
dominance radiale vers le Point Mort Bas.
V. CONCLUSIONS
Les mesures réalisées dans le cylindre (anérnométrie laser à
effet Doppler) et dans la chambre de combustion (fil chaud) nous ont
permis de mettre en évidence un certain nombre de résultats expérimentaux, représentatifs de l'écoulement moyen et fluctuant à l'intérieur
du moteur.
En résumé,
- L'ouverture des soupapes, particulirement à l'Admission,
génère des mouvements à prédominance axiale. Les zones d'écoulements
débitants deviennent, dès la compression, d'importantes zones de
recirculation s'amplifiant avec le régime du moteur.
- Dans la chambre de combustion, les vitesses moyennes élevées
sont associées à des fluctuations limitées, alors que dans le cylindre,
30
et plus précisément dans la zone proche du plan de culasse, l'existence
de forts gradients introduit une augmentation de la turbulence.
- De fortes inhomogénéités spatiales règnent à l'intérieur
de tout le domaine étudié.
- Enfin, la vitesse de rotation du moteur semble affecter
sensiblement la structure de l'écoulement dans le cylindre.
31
CHAPITRE V
CARACTERISATIOM VES INSTATIOHNARITES
Les mouvements d'air mesurés au laser dans le cylindre (fig.31
)
ou au fil chaud dans la chambre de combustion (fig.32) font appara1tre
des différences de comportements d'un cycle à l'autre. Cette observation
est encore plus marquée pendant les phases de compression et de détente,
c'est-à-dire quand les deux soupapes sont fermées. Outre la turbulence
classique de la mécanique des fluides stationnaire, la non répétitivité
des cycles doit etre considérée et chiffrée.
I. CARACTERISATION DE L'INSTATIOMNARrTE CYCLE A CYCLE A L'AIDE DE MOYENNES
TEMPORELLES
L'observation de cycles successifs incite à rechercher des
valeurs représentatives propres à chaque cycle. Effectuer des moyennes
temporelles dans chacune des réalisations constitue un moyen de comparer
les cycles entre eux. Le calcul de la moyenne temporelle s'effectue
comme suit
i
avec les notations suivantes
moyenne temporelle, au cycle
UT(i,,L.\)
î
,
l'angle O , sur l'intervalle angulaire
U(
i
,
13 )
=
i
à partir de
vitesse instantanée enregistrée au cycle
à l'angle
¶3
32
Avec cette définition, étudions l'évolution de la moyenne
temporelle
1
i,
a,Acx )
pour un angle moteur
a
en fonction du numéro
i
des cycles successifs,
= 600 et trois intervalles angulaires
(10, 60, 2400). L'observation s'effectue d'abord pour les mesures
obtenues au laser, puis au fil chaud.
1.1. MOYENNES TEMPORELLES EFFECTUEES A PARTIR DES MESURES
OBTENUES AU LASER
La figure 33 représente les moyennes temporelles d'un cycle
à l'autre, pour une vitesse de rotation de 500 tr/mn. Les amplitudes
des variations atteignent 3,4
;
2,4 et 2 m/s, pour
,
respectivement
égal à 10, 60 et 240 degrés. Ainsi, même pour une grande partie du cycle,
la convergence vers une valeur nulle n'a pas lieu. Il appara1t ici des
perturbations à l'échelle de temps du cycle, donc à des fréquences très
faibles (8 Hz dans ce cas) vis-à-vis des fréquences habituellement
élevées de la turbulence en mécanique des fluides (de l'ordre de 1 000 Hz).
Pour une vitesse de rotation du moteur plus élevée, l'évolution cyclique
des moyennes temporelles conserve la même tendance, avec évidemment des
amplitudes plus élevées (fig. 34).
1.2. MOYENNES TEMPORELLES EFFECTUEES A PARTIR DES MESURES AU
FIL CHAUD
Les phénomènes de biais inhérents aux mesures laser incitent
à effectuer le même traitement sur les mesures fil chaud. Le caractère
aléatoire d'arrivée des particules d'ensemencement dans le volume de
mesure constitue une première source de biais. Le déroulement du cycle
moteur lui-même a tendance à favoriser la population en particules dans
le cylindre à certains moments, par exemple l'ouverture des soupapes,
et crée une deuxième source de biais.
En un point situé dans la chambre de combustion, au voisinage
de l'emplacement du capteur de pression, les évolutions cycle à cycle
des moyennes temporelles présentent des variations semblables à celles
du paragraphe 1.1 précédent (fig. 35). Quoique les phénomènes de biais
33
soient supprimés, les variations cycle à cycle des moyennes temporelles
persistent avec les me-sures au fil chaud. L'information est également
géométrique car elles ont lieu autant dans le cylindre que dans la
chambre de combustion.
L'observation de l'évolution temporelle de la vitesse au cours
d'un cycle fait appara1tre deux types de fluctuations (fig. 36). Lorsque
les soupapes sont ouvertes, les fortes variations temporelles observées
sont typiques de la turbulence en mécanique des fluides. Il s'agit des
grandes amplitudes autour de la valeur moyenne à fréquences élevées.
Lorsque les soupapes restent fermées, c'est-à-dire aux phases de compression et détente, les fluctuations à amplitudes et fréquences élevées
n'apparaissent pas, et l'écoulement dans son ensemble peut s'écarter
fortement de la moyenne statistique.
1.3. CARACTERISTIQUES DE L'INSTATIONNARrTE CYCLE A CYCLE
Le calcul des moyennes temporelles peut être étendu sur le
cycle complet, avec pour chaque cycle
i
,
la quantité
Ti)telle que
720
U(i)U1(1,O,72O)1 )
720
L'évolution de U(i )en fonction du paramètre
i
U(i,9)
°
donne les mêmes résultats
que précédemment (fig. 37). Les mesures obtenues au fil chaud dans la
chambre de combustion offre l'avantage de la continuité complète sur
un cycle.
Un essai de quantification de l'instationnarité cycle à. cycle
peut être fait en comparant les moyennes U(i ) successives à. une valeur
représentative des n cycles de l'acquisition. Cette quantité typique est
définie de la manière suivante
n
tti =
720
)
720
i1 0
U(i1)
34
avec les notations suivantes
Utotai= valeur moyenne globale caractéristique de l'acquisition
U(i,)=
n
;
vitesse instantanée à l'angle
du cycle
i
= nombre de cycles enregistrés.
Elle représente la moyenne temporelle de toutes les valeurs des n cycles
de l'acquisition. Elle est d'ailleurs identique à la moyenne de toutes
les valeurs
(j)car
n
i
U
total -
720
i
O U(i,)
)
720
n
720
n
i
i
Utot;li
[
n
u(i,a)]
cx=O
720
(í)
Utot&l=
Dans le cas de la figure 37
,
la moyenne totale U
a pour
totaL
valeur 8,44 rn/s. Quoique le nombre de cycles enregistrés (ici 190) soit
trop faible pour une analyse en fréquence, une période approximative de
l'ordre de 3 à 4 cycles appara1t, correspondant à une fréquence de
3 à 4 Hz à la vitesse de rotation utilisée (ici 1 500 tr/mn). Le moyen
-
d'évaluer la variation cycle à cycle est de calculer l'écart-type
A
des diverses valeurs moyennes
U a partir de U
tot1
et d'en déduire le taux de fluctuation I.
n
L
Lfl
A
j_U
LiLO
t
U0)
i1
U01
21112
35
Les valeurs de l'écart-type et du taux de fluctuation dans
l'exemple de la figure 37 sont respectivement de 0,116 rn/s et de 5,5 %.
Les résultats montrent l'importance de la variation cycle à cycle au
point de mesure considéré.
Pour une information spatiale, desmesures situées dans la
chambre de combustion et sur l'axe du capteur de pression subissent les
mêmes traitements (fig. 38). Les valeurs obtenues confirment le résultat
précédent car elles indiquent un taux de fluctuation cycle à cycle compris
entre 5 et 7 %. Cette variation de cycle à cycle paraît ainsi non négligeable, et peut être une des origines des variations de combustion d'un
cycle à l'autre observées depuis longtemps dans les moteurs à explosion,
surtout ceux à allumage commandé [63].
Afin de conna1tre la contribution de chacune des phases du
cycle moteur à ce phénomène, le traitement déjà utilisé est appliqué
séparément à l'admission, la compression, la détente et l'échappement
avec présentation des vitesses moyennes et des écarts-types propres à
chaque phase. Les résultats, résumés sur la figure 39, montrent que les
variations cycle à cycle sont les plus importantes à la compression et
à la détente, c'est-à-dire au moment où les soupapes sont toutes les
deux fermées.
II. CARACTERISATION DES INSTATIONNARITES A PETITES ECHELLES - TURBULENCE
11.1. C0RRELAT0NS TEMPORELLES
Les mesures effectuées au fil chaud dans la chambre de combustion permettent de calculer des corrélations temporelles. Le nombre sans
dimension
R(t,t+ T), appelé "coefficient de corrélation temporelle",
informe sur la dépendance des évènements aléatoires aux instants
t
et
t +t. Les variables aléatoires considérées ici sont les quantités u(t)
et u(ti-')déterminées de la manière suivante
u(t)U(t)- U
fluctuation de vitesse
U (t)-------.vitesse instantanée à l'instant t
-
vitesse moyenne statistique
36
entrent en compte les variations
On remarquera que dans
cycle à cycle. Cette influence reste inférieure à 10 %, comme observé
au paragraphe I.
ct)
RaeLo
de. L
Ca4
oufLeinen;t 4.tat-LonnaL'te..
Pour un écoulement stationnaire et ergodique, la vitesse
est indépendante du temps, et la moyenne statistique peut être remplacée
par la moyenne temporelle. Dans ce cas, le coefficient de corrélation
s'écrit
R(
t,t
+T)
=
u(t) .u(t+T)
ti2
Le produit u(t)
*
u (t'r)
doit donc être moyenné sur n
réalisations de la même expérience, pour avoir une signification statistique. La probabilité des deux variables aléatoires
ne dépend pas explicitement des instants
t
u(t) et u(t+T)
et t+'t, mais seulement
de leur différence
R('r)
R(t,t-t--r)
La moyenne temporelle remplace ainsi la moyenne statistique car
u(t).u(t)=
fTu(t).u(t+T)dtffr)
et permet de travailler sur une seule réalisation de l'expérience.
b) Ca4 de. L 'eowe.me.n..t
vzita-tLonnaLte.
'toe. au mo.te.wt.
En écoulement instationnaire, les procédures statistiques sont
un outil privilégié. Pour appliquer la notion de corrélation temporelle
à l'aérodynamique interne, une hypothèse et une définition s'imposent.
En effet, les quatre phases du cycle constituent une unité
temporelle de base de fonctionnement du moteur. Si l'on admet l'hypothèse, pour la turbulence, de l'indépendance d'un cycle vis-à-vis des
autres, alors chaque cycle constitue une réalisation indépendante de
l'expérience. Le calcul des corrélations temporelles s'effectue alors
de la manière suivante
a)
u()
.
Vuap.
Vua+&)1
37
a)
u(a). u(a+
avec
u ( ,)
= U(i
/
ci)
i
n
U()fluctuatjon de vitesse à l'angle
du cycle
;
U(i,cx)= vitesse instantanée à
ou
l'angleOE du
cycle
i
U (cx)
=
vitesse moyenne d'ensemble à l'angle
n
=
nomire de cycles considérés (suffisamment grand).
Les quantités utilisées pour adimensionnaliser
u(). u(OE+a)sont les
qui représentent respectivement
valeurs d'ensemble Vj4x)
les écarts-types aux angles moteur
et tX+.
Il est impossible de s'affranchir de ces deux informations
comme en écoulement stationnaire où aCed2 serait égal à u(+ a)
L'étude de la dépendance en
et en
Cependant, le comportement de
s'avère alors nécessaire.
R(.+
oc)
en fonction deLt
dépend essentiellement de chacune des phases du cycle du moteur. En
effet, la décorrélation est rapide pour des angles
appartenant aux
phases d'admission et d'échappement alors que la turbulence reste plus
longuement corrélée pendant les phases de compression et de détente,
les courbes R(
f(L) tendant moins rapidement vers O (fig.IO).
L'évolution du coefficient des corrélations R(,
+
en d'autres points montre que les conclusions précédentes se conservent
dans l'espace (fig.41 ). Les mesures aux quatre points situés à l'emplacement du capteur de pression confirment que, à l'admission (angle choisi
ici
(ici
=
45°), la décorrélation est rapide alors qu'à la compression
=
225°), la turbulence reste corrélée plus longuement.
38
11.2. ECHELLES INTEGRALES DE TEMPS DE LA TURBULENCE
Afin de rendre compte globalement des corrélations entre les
évènements turbulents, les échelles de temps caractéristiques ont été
calculées. L'aire de la courbe
de temps
Rfu,+a)f(4c)
représente l'échelle
@Tintégrale, c'est-à-dire l'ordre de grandeur des durées
de passage des structures turbulentes en un point. Aux angles moteurs
considérés
(
à la figure 40
= 900, 270°, 450° et 6300) dans chaque phase du cycle
,
les échelles de temps intégrales
er
respectives sont
de 0,42, 1,87, 2,89 et 0,69 millisecondes. Elles confirment que la
mémoire de la turbulence est plus importante quand les soupapes sont
fermées, c'est-à-dire à la compression (e1
1,87 ms) et à la détente
(e1= 2,89 ms). L'évolution de eTen fonction de l'angle moteur
est indiquée sur la figure 42. L'ordre de grandeur des échelles
temporelles est de 0,5 ms quand les soupapes sont ouvertes (admission
et échappement), et de 2 ms quand les soupapes sont fermées (compression
et détente). A titre de comparaison, les études effectuées par
CHABERT [1 ii montrent que les échelles de temps intégrales dans un
écoulement stationnaire à l'intérieur d'un cylindre de moteur Diesel
sont comprises entre 0,3 et 0,8 ms. Ces valeurs recoupent bien celle
de 0,5 ms déterminée ici en soupape ouverte car CHABERT simule la
phase dadmission avec des conditions semblables pour l'écoulement.
Les mêmes constatations demeurent à tous les régimes de
rotation du moteur ( e1 admission et échappement > e.1,compression et
détente). De plus, les échelles temporelles décroissent quand le régime
du moteur augmente (fig. 43). A l'admission (ici
sance est monotone, mais à la compression (ici
=
450), la décrois-
= 225°) la variation
est beaucoup plus rapide entre 250 et 1 000 tr/mn puis s'affaiblit
aux régimes supérieurs.
Cependant, si, au lieu de considérer l'échelle temporelle,
nous utilisons l'échelle angulaire à l'aide du changement
. = (Qt
on observe des valeurs constantes à l'admission et également à la compression à partir de 1 000 tr/mn (fig. 44). L'ordre de grandeur de ces
échelles est de 4 degrés d'angle moteur à l'admission et de 11° à la
compression. Aux faibles régimes du moteur (de 250 à 750 tr/mn), la
39
mémoire de la turbulence à la compression devient très importante,
de l'ordre de 200 d'angle moteur.
Les résultats du calcul des corrélations temporelles montrent
que l'hypothèse de 1'indépendance des cycles est à peu près vérifiée.
En effet, la décorrélation de la turbulence à la fin de l'échappement
est extrêmement rapide, le temps intégral de la turbulence ne correspond qu'à 4 degrés d'angle moteur. L'interaction entre deux cycles
successifs est très faible et rend cohérent le calcul des corrélations
temporelles.
Donc, la turbulence générée à l'admission influe peu sur celle
existant pendant la compression. Par contre, il n'en est pas de même
pour les mouvements moyens.
11.3. ECHELLES INTEGRALES DE LONGUEUR DE LA TURBULENCE
Quand l'écoulement est stationnaire, il est possible de
déduire les échelles intégrales de longueur à partir des échelles
intégrales de temps. L'hypothèse de "Taylor" permet de relier la
longueur et le temps par une grandeur caractéristique de l'écoulement,
ici la vitesse moyenne locale
L
iJ x
L = échelle intégrale de longueur,
échelle intégrale de temps,
avec
U
= vitesse moyenne au point considéré.
L'hypothèse suppose que la turbulence est gelée pendant un
temps assez long (
) pendant lequel elle est. convectée par la
vitesse moyenne. Dans les conditions d'écoulement du moteur, cette
hypothèse n'est pas garantie. Néanmoins, cette procédure peut être
employée pour connaître l'ordre de grandeur des longueurs caracté-
ristiques (fig.4S ). L'évolution en fonction de
n'est pas simple
avec tendance à l'accroissement quand les soupapes sont fermées. Les
résultats à l'admission (1,5 < L < 6,5) coIncident bien avec les tra(mm)
vaux de CHABERT [1 1 donnant des échelles de longueur comprises entre 2
et 7 mm pour des conditions stationnaires.
40
L'influence du régime de rotation du moteur sur les échelles
intégrales de longueur n'est pas particulière à l'admission mais semble
assez faible à la compression à partir de 1 000 tr/mn (fig.L.5).
Evidemment, toutes ces conclusions, ainsi que l'utilisation
du terme de turbulence, doivent être considérées globalement en raison
de la description choisie au paragraphe 11.1. De plus, l'importance
des fluctations u devant les valeurs moyennes
D
(souvent dans un
rapport 0,2 à 0,5) pourrait conduire dans l'avenir à une rediscussion
de la décomposition en moyenne et fluctuation.
41
CFIAPTRE VI
COMPARAISONS V'ECOULEMENTS STATIONNAIRES ET INSTATIONNAIRES
I. DISPOSITIFS DE MESURE
CHABERT, MELINAND, FEUGA et CHARNAY [64] ont obtenu, en 1979,
une caractérisation des écoulements stationnaires générés par le
conduit d'admission hélicoidal (fig.47) du moteur Diesel R.V.I. 120-145.
L'installation utilisée était un "Banc Volutes" (fig.48 ) simulant la
phase d'admission. Cette soufflerie comporte un ventilateur aspirant
de l'air à travers le conduit et un caisson intermédiaire jouant le
role de chambre de tranquillisation. Un cylindre en plexiglas en aval
de la culasse permet l'utilisation de 1 'anémométrie laser pour les
mesures de vitesse. L'écoulement a été décrit finement sur une longueur
supérieure à un diamètre avec un débit de 109 m3/h et une levée de
soupape de 4 min. Les résultats mettent en évidence la bidimensionnalité
de l'écoulement et la présence d'importantes zones de recirculation.
Afin de rendre compte des effets instationnaires dûs au
système soupapes-piston-bielle-vilebrequin, le moteur Diesel R.V.I. 120145 équipé de la culasse déjà utilisée au banc volutes fait l'objet
d'une étude spécifique.
Une description détaillée a été donnée dans le chapitre III
(
Les définitions des axes de coordonnées Oxyz, ainsi que les directions
et sens des composantes de vitesse axiale U, radiale V et tangentielle W
sont les mêmes dans les deux manipulations (fig. 49). Les mesures de
vitesses instationnaires sur le moteur
R.V.I. 120-145
entra1né, pour une vitesse de rotation de 1 000 t/mn.
ont lieu en mode
I).
42
II. RESULTATS DE MESURES AU BANC MOTEUR R.V.I. 120-145
Les champs aérodynamiques instationnaires sont relevés sur
deux diamètres situés dans deux plans distants de 28 et 77 mm du plan
de culasse avec une direction donnée par la figure 3. Une analyse
dans le temps et dans l'espace est proposée.
11.1. EVOLUTIONS TEMPORELLES
Elles consistent à représenter les différentes moyennes
d'ensembles
t4
,
et turbulentes
V',
en fonction de l'instant
d'observation dans le cycle. Par commodité, on adopte des tracés en
a
fonction de l'angle moteur
.
Cette méthode permet de bien apprécier
l'importance des mouvements dans chaque phase.
Un exemple de représentation est fourni par la figure 50,
aux points situés à 75 mm de la paroi sur les deux diamètres explorés.
Le passage du piston au point mort haut entraîne la disparition de la
détection par occultation visuelle pendant 80 degrés sur un tour de
vilebrequin pour le diamètre le plus proche du plan de culasse et de
160 degrés pour l'autre. En ces points de mesure, nous constatons
d'importantes variations temporelles des vitesses. Les contributions
des composantes axiale U et tangentielle W paraissent du même ordre.
11.2. EVOLUTIONS SPATIALES
L'analyse spatiale de l'écoulement serait très lourde avec
la description précédente. Nous choisissons donc la représentation
spatiale de l'écoulement, à différents instants au cours du cycle. Les
évolutions des vitesses axiales et tangentielles sur les deux diamètres,
rassemblées surune même figure,montrent le type de comparaison envisa-
geable. L'angle moteur est de a = 900, correspondant à une observation
au milieu de la phase d'admission (fig. 51). Les amplitudes des vitesses
moyennes axiales
sont généralement plus petites que celles des
vitesses tangentielles WE
.
La volute d'admission des gaz,hélicoldale,
favorise les mouvements tangentiels. Par ailleurs, les amplitudes des
vitesses, sur le diamètre situé à
X = 28 mm, sont plus faibles que celles
43
sur le diamètre d'abscisse X = 77 mm. L'hypothèse de conservation
du débit n'est pas mise en défaut, car, probablement, l'inhomogénéité
des mouvements dans le cylindre rend les profils de vitesse différents
d'un diamètre à l'autre d'une mjne section.
Les quantités
et
semblent moins inhomogènes dans
l'espace sauf au voisinage des parois (fig. 51). Quels que soient la
composante et le diamètre considérés, les valeurs sont importantes visà-vis des grandeurs
IT et ¶
.
Mame lorsque les quantités moyennes
s'annulent, les écarts-types restent élevés et à peu prés identiques
à ceux obtenus ailleurs.
11.3. COMPORTEMENT PARTICULIER DE L'ECOULEMENT MOYEN A LA
COMPRESSION
L'écoulement moyen pendant la compression intéresse tout
particulièrement les motoristes, car il conditionne la combustion
dans les moteurs Diesel en fonctionnement réel. Contrairement à la
phase d'admission
(
11.2), les mouvements des gaz à la compression
présentent des caractéristiques bien marquées. Les figures 52 et 53
concernent respectivement les vitesses moyennes tangentielles et
axiales.
Entre le début de la phase de compression, à l'angle moteur
= 1800, et le moment où la mesure est encore possible (c'est-à-dire
presque en fin de compression, aux angles moteurs a
= 310° et
c'.
= 2700
pour les deux niveaux choisis), les vitesses tangentielles varient quasi
linéairement le long des deux diamètres explorés (fiq.52).
propriété est vérifiée dès le début de la compression (cL
Cette
= 1800) pour
le diamètre le plus éloigné du plan de joint de çulasse, les effets
aérodynamiques dûs à la proximité de la soupape étant alors amoindris.
Ainsi, l'hypothèse de rotation en bloc des gaz à l'intérieur
du cylindre, très souvent utilisée par les ingénieurs
Diesélistes
trouve une confirmation directe. Les centres de rotation restent très
proches de l'axe du cylindre (y = 60 mm). Les vitesses angulaires
44
équivalentes, relevées sur les deux diamètres et à trois instants,
sont comprises entre 2 000 et 3 000 tr/mn, soit 2 à 3 fois le régime du
moteur.
Des amplitudes beaucoup plus faibles caractérisent les vitesses
moyennes axiales, surtout au voisinage du plan de culasse où les valeurs
n'excèdent pas 6 rn/s. Cette observation, déjà entrevue à l'admission,
confirme la prépondérance des écoulements tangentiels générés par la
forme hélicoidale du conduit d'admission des gaz. De plus, l'orientation
axiale n'est pas constante dans le temps et dans l'espace.
ru. COMPARAISONS DE L'ECOULENENT STATIONNAIRE (BANC VOLUTE) ET DE
L'ECOULEMENT INSTATIONNAIRE (BANC MOTEUR)
Plusieurs résultats antérieurs incitent à mener des comparaisons
plus fines entre les écoulements observés sur le banc volute et sur le
banc moteur. En effet, les échelles intégrales de temps restent globale-
ment du même ordre de grandeur dans les cas stationnaire et instationnaire
(
II. 2, cft. V). De même, l'importance des
quantitésV,V
propres aux fluctuations vis-à-vis des grandeurs moyennes
se retrouve dans les deux situations
(
UetV
11.2, ch. VI) E7,.12I. Sur le
plan pratique, une telle comparaison concerne particulièrement les
motoristes qui utilisent le banc volute pour concevoir les culasses
équipant les moteurs de série.
111.1. COMPARAISONS DES PROFILS DE VITESSES MOYENNES
Les moyennes statistiques des vitesses mesurées dans les
écoulements stationnaire et instationnaire sont comparées sur les
figures 54 et 55. Pour la composante tangentielle VÇ les distributions
le long des diamètres apparaissent tout à fait ressemblantes d'un cas
à l'autre (fig. 54). Une première comparaison porte sur le profil
transversal relevé dans le moteur pendant la phase d'admission (c
= 800)
à 28 mm du plan de culasse et sur les profils de vitesses stationnaires
correspondant à
X = 25 et 40 mm. Le même accord se retrouve plus en
aval dans le cylindre
CX
= 77 et 80 mm). Pour la composante axiale
(fig. 55 ), on notera néanmoins une très mauvaise concordance des profils
les plus éloignés du plan de culasse. Pour ce qui est des amplitudes, le
45
Ainsi, même avec le. piston et les soupapes en mouvement,
les vitesses moyennes tangentielles au milieu de l'admission sont
convenahlement simulées par celles mesurées en écoulement stationnaire.
Pour les vitesses axiales, l'analogie demeure au début de la phase
d'admission (a = 50°) mais semble altérée plus après (a = 90°). Une
influence du mouvement axial du piston et des différences de levées
de soupapes pourraient être incriminées.
111.2. COMPARAISONS DES PROFILS DES ECARTS-TYPES
Les figures 56 et 57 rassemblent respectivement les comparaisons
dans les directions
y et
x
.
Les ressemblances sont moins marquées
que pour les mouvements moyens mais restent significatifs. Les écartstypes mesurés au banc moteur prennent en considération des fluctuations
semblables à la turbulence mesurée au banc volute mais tiennent compte
également des mouvements instationnaires et éventuellement de variations
cycle à cycle. De plus, l'ordre de grandeur identique des quantités
turbulentes et des valeurs moyennes constitue un autre résultat important
à tirer de ce travail expérimental
46
CHAPITRE VII
CONCLUS IONS
Ce travail sur les écoulements dans les cylindres et les
chambres de combustion de moteur à pistons a été abordé expérimentalement. L'objectif était de recueillir un premier ensemble complet de
mesures associé à des interprétations de base, pour un moteur entraîné
extérieurement.
Du point de vue expérimental , nous avons recherché une
diversité des détections et des caractérisations. En plus de la mesure
de la pression dans le moteur, les vitesses de fluides sont obtenues par
anéniométrie laser et estimées par anémométrie à fil chaud. De rnme pour
les traitements, il a surtout été introduit des moyennes d'ensemble mais
aussi des moyennes temporelles. Les fluctuations de vitesse sont décrites
par des valeurs efficaces conventionnelles, des écarts de cycle à cycle
et des échelles intégrales.
Trois caractéristiques et conclusions essentielles se dégagent
de l'ensemble de l'étude
Les deux géométries utilisées sont identiques en tout point
à celles existant dans les moteurs fabriqués en série. De la sorte, les
résultats obtenus sont directement utilisables dans le milieu industriel
automobile.
Pour les écoulements, des différences d'un cycle à un
autre sont mises en évidence, même sans combustion. Ainsi, il apparaît,
47
en plus des fluctuations de type turbulent, des instabilités à
grandes échelles de temps, contribuant pour 5 à lo % aux amplitudes
totales.
3) En ce qui concerne la phase d'admission, les résultats
des essais dans le moteur et d'essais antérieurs en régime permanent
apparaissent coThcider. Si l'analyse de ce fait reste à approfondir,
sur le plan pratique l'utilisation d'essais stationnaires pour les
volutes d'admission se trouve justifiée.
A un autre niveau, nous avons relevé dans le moteur à
allumage commandé
- de fortes inhomogénéités spatiales du champ de vitesses,
aussi bien dans le cylindre que dans la chambre de combustion
- pour les fluctuations de vitesses, des échelles intégrales
de temps indiquant que la turbulence générée à l'admission influe peu
sur celle existant pendant la compression, ce qui n'est pas le cas des
mouvements moyens
- à l'intérieur du cylindre, un champ aérodynamique qui ne
semble pas se conserver lorsque la vitesse de rotation moteur varie.
Dans le cas du moteur Diesel pendant la phase de compression,
un mouvement de rotation presque uniforme de l'air est nettement mis en
évidence dans tout le cylindre.
Les prolongements naturels de ce travail sont évidemment
multiples. Au niveau des interprétations, un recours à des analyses
dimensionnelles est à envisager. En ce qui concerne l'expérience,
l'extension du domaine de mesure passe par le perfectionnement des accès
optiques.
hublots
moleur
pl ston
trans mi ssiOr
socle
moteur electrique
Fig.
i - Banc d'essais des moteurs à pistons. Aérodynamique interne.
240
orifice pour capteur de pression
orifice pour bougie
/
Culasse
orifice
pour Hublot
/
!
E
'V
CO
Cylindre
PMB
Piston
DETAIL DES VOLUTES
ADMISSION - ECHAPPEMENT
/
ECHAPPERENT
i
ADMISSION
Fig. 2a- Cylindre et chambre de combustion du moteur de la voiture
RENAULT 16 TS. Implantation des hublots.
-
e
-
s
a
g
-
f'
,_
;
il
1,
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Carburateur
Culasse
032mm
/
Echappeinent
8O
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N
Cylindre /
i
Pot d' échappement
I
t'
Caisson
ensemencemt
'a
J
-----1
r.
Im
Ensemencement (D,..
Fig.2b - Conditions externes de fonctionnement ; tubulures
t?rrrTrrr lIZ InC
I
-
4-.
)
d'admission et
culbuteurs
cul asse
(_.admissi on
échappement
f
hublots
cylindre
hublot
embrèvements de soupape
chambre
de combustion
ov
-- e!- - -'
\%
.
.
A s-M"
piston
Fig. 3 - Cylindre et chambre de combustion du moteur de camion Rvi 120-145.
LASER
ANÉMOMETRIE
y
i
CELLULE
DE BRAGGI
LASER 5W
"DOPPLER" TRAITEMENT
MOTEUR
1-MONOCYLINDRE
HOPTIO.
COMPTEUR
DISA
55 L90
CAPTEUR DE
PRESSION
DIGITAL
MEMOIRE
RAPIDE
METRIX
ORDINATEUR
HP 1000
"MOTEUR
EN TRAIN E"
MOTEUR
CODEUR DE
POSITION
ELIICTRIQ1UE
STOCKAGE
(Lcc=.7!)
Fi2.4 - Aérodynamique interne des moteurs à pistons
à effet Doppler.
Anémométrie Laser
ANEMOMETRE
MOTEUR
MONOCYLINDRE
DISA 55D01
CONVER-
TISSEUR A-D
"PRESTO N"
Sonde
fil, chaud
1
CAPTEUR DE
ORDINATEUR
PRESSION
HP 1000
if
CODEUR DE
MOTEUR
POSITION
EL$C-
TOCKAGEJ
I
(L\ct=7°)
TRI Q!UE
Fig. 5 - Aérodynamique interne de
chaud.
moteurs à pistons : Anémométrie à fil
15
Vitesse du PIStOfl(m/s)
10
5
o
o
i:'
90
angle moteur
270
6O
450
-5
-lo
15
du piston (Modes i et 2)
Vitesse
15
(mis)
lo
5
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o_____
iÌ'i1'60
90
_____
e moteur
45
-5
19.
rrde
-10
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A-
-1ntiön
tmoore11e de la
vitesse du piston.
Les 2 modes.
/t'4
I
U
(mm)
A0Aj699°
vitesse (m/s)
£I,
I
I
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AOE481°
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s
angle
oteur :
I
I
-lo
MHO°
RMB18O
Admission_>
Compression
MHz36O
Détente
MB5LO'
Echppe ment >
Fig. 7 - Repérages angulaires utilisés. Vitesse du piston et levées de
soupapes.
PMH72O°
HUBLOT
PROPRE
I
i
f
I
f
I
LJ
1v
i
11
'I
HUBLOT
dl
SALE
Fig. 8 - Signaux Doppler suivant les conditions expérimentales (hublot
propre ou sale)
Q,70
departicus/interva11e de
Nombre
s
5
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t.Ie.
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C
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s
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e
i
,angL.e moteur
.
90
0
270
compression
3 60
450
d étente
40
630
7 20
é chap p emen t_f
1<
Quantité d'information par intervalle de temps (0,7 degré d'angle
moteur). Enregistrement de 2 000 cycles consécutifs. N = 500 tr/mn.
(degrés)
A
PRESSION
VITESSE INS TANTA NEE
FIL CHAUD
(bars)
(mis)
15
10
Pression
.i...
Iv
ç.
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:
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Js
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I
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I
90
1O
<_ADMI. SION
91angle moteur
i
A
270
COMPRESSION
360
(
450
DETENTE
5 40
><
o
630
ECHAPPEMENT
- Influence de la pression sur le signal mesuré par le fil chaud.
)
Cul sse
Point de mesure Plan de joint
x=l2mm
d - cu lasse
y=3Smm
Z
y
Point de mesure
x=l4rnm
y=35mm
z= 14mm
r
E
E
Hublot coté
distribution
Hublot
coté
transmission
Piston
PMB
WI
BieLle
Cylindre
Tu
vu
de dessus
y
HqbLot
cpté
alimentation
huile
Fig. 11 - Situation géométrique des points de mesure par anémométrie laser
dans le cylindre.
Vitesse axiale. Moyenne d'ensemble
UE
20
I.
RF4239°
21°
I
I
I
I
I
I
I
I
e
I
s
s
jLev4e de
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I
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I
I
I
I
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I
O
20
'MH
MB
MH
Admission + Compression >f
VALEUR MOYENNE
Vitesse axiale. Valeur RMS d'ensemble
RFE
210
MB
PMH
Echa p pementH
'ENSEMBLE
(mis)
RFAw239°
PMB
-
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Detente
12 - rcmncqnt
PMH
PMB
PMH
VALEUR RMS D'ENSEMBLE
i1
c1
1
iit
ail rcrint
X = 14 mm
V=
s
Vitesse radiale. Moyenne d'ensemble
VE
20 RE
(m/s)
RF2
21°
lo
lo
20
1H
B compressionH
,4dmisson
I
VALEUR MOYENNE D'ENSEMBLE
I
Vitesse radiale. Valeur RMS d'ensemble
VE
i
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PMB
PMB
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s
AOA699°
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s
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-q
I
AOE-481°
s
H
(m/s)
RFA2'
o
21
MBEchapperÌnt
Détente
PMH
VALEUR RMS D 'ENSEMBLE
Fig. 13 - Composante radiale de la vitesse au point X = 14 mm,
/ = 35 mm,
=UE
Vecteur vitesse VEV
A
Point de mesure
admission
23
o
40
khappme nt
Il
\22mi
\216 rn/s
'1.65m/s
\O.85m,
\Om/s
V1-O.85m/s
'4-1.65m/s
,=-22m/s \2i6nv
a
ltp/s
unités:
1Uo
Y1rnì
I
Levée de
\\
J t(mm)
101
oupape L5
IVI'
ADMISSION
COMPRESSION
.
30
15
60
75
90
105 120 135 150 165 ibo 195 210 225 210 255 270 285 300
représentation vectotemporelle de l'écoulement
Fig. 14 - Evoluti
Point
rielle
X= 14 mm, 3(= 35 mm, Z = 4 mm.
N = 500 tr/mn. Admission-Compression.
.
V
P
(vitesse
du
piston )
nge moeur
.3
30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 10 195 210 225 240 255 270 285 300
radiale
et
Fig. 15 - Evolution temporelle des amplitudes axiale
Point X = 14 mm,
du module
du vecteur vitesse
/= 35 mm, Z = 4 mm.. N = 500 tr/mn. Admission-Compression.
,
.
-*U
/ecteur vitesse vj
240
al mission
/
"chappement
Point deE mesure
i
t'.
\L2.16m/s
V,-22mi
\1.65m/s
Sm/s V-1.65 rn/s Vjz -22m/s V-2.16mìt
V Om/s
VO.85rn,
1
V
lo
mm)
ECHAPPEMEN T
DETENTE
i rn/s
Levée de
soupape L5
V> O
unités :
1U>O
+lm/s
Y
4'OS 420 435
5O 465 480 495 510 525
Ej40
5'55
5'70
5'85
6'ÙO 615
6Á30
45 6O
représentation vectorielle
Fig. 16 - Evolution temporelle de l'écoulement
X
=
35
mm, Z = 4 mm.
=
14
Point
N = 500 tr/mn. Détente-Echappement.
w
&75
-3
405 420 435 450 465 480 495 510 525 540 555 570 585 600 615 630 645 660 675
et radiale
Fig. 17 - Evolution temporelle des amplitudes axiale
. Point X = 14 mm,
du vecteur vitesse
et du module
Z = 4
H = 500 tr/mn. Détente-Echappement.
= 35
i
Echelle
Coupe A-A.
saxe bougie
\
Vue de dessus
oupape
__
echappernent
s
Cote volant
t ransmission"
-
.
.
'e,
A
.
Cote distribution
Capte
A
Soupape
admission
Fig. 18 - Situation géométrique des points de mesure. Anémétrie à fil
chaud dans la chambre de combustion.
Points 1, 2, 3, 4 dans l'axe du capteur de pression.
Points 1, 2 dans l'axe de la bougie.
h
RF29°
2t°
RFE
J
t
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I
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(m/s)
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s
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RFA239°
1RFE- 21°
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FIL DANS L'AXE DE LAs BOUGI
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A0A699°
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I
$
I
s
_w__.
s
I
s
72E
Fig. 19 - Signaux délivrés par le fil chaud. Moyennes et écarts-types
d'ensemble sur 200 cycles. Point n° 2 dans l'axe de la bougie
et du capteur de pression. N = 1 500 tr/mn.
-.,, u' =
Vecteur
mesure
I
¿
=2.16 m,t
V:2.2m,t
V4ß5mi
frOB5rnd
drecon
k
vv
(mm)
V-OE85m,t V-1.65m,t V-22m/s
Om,
4
-2.16m,
V1mì
unites
ADMISSION
t1m/s
COM PRESSION
Levée de spupape
45
60
75
90
105
120
135 150 165 180
195 210 225 240 255 270 285 300 315
Evolution temporelle du vecteur
v, v, Vo2+v2(m/s)
.v;1
L VÜ2v2
COMPRESSION
ADM ISSION
04
I
60
n
75
90
105
120 135
cC, angl.e
-
n
150
moteur
165 10 195 210 225 240 255 270 285 300
Evolution temporelle des modules.
représentation vectorielle
Fig. 20 - Evolution temporelle des fluctuations
= 35 smi, Z = 4 mm.
et amplitudes. Point X = 14 mm,
N = 500 tr/mn. Admission-Compression.
:
Vecteur turbulent v
Point de mesure
iTh
u.
itU
t
i
V22m,t
V2.16mi
(mm)
V:1ß5m,
p
DETENTE
V
1m
_direction de
OVV9
U5
/420
V=OßSmit
0
Qm/s-
i
I
%-O25m.t V?.1ß5m/t V:-2.2rrt/ V-2.16m,t
'z
ECHAPPEMENT
Leve de
sou pipe
11i/AiiL
435 450 465 480 /.95 510 525 E,0 555 570 585 600 615
3U 545
bbU b
Evolution temporelle du vecteur
E CHAPPEMENT
a0 angle
motur
1.05 4201.35 450 465 1.80 495 510 525 Si0 555 570 585 600 615 630 61.5 660 675
Evolution temporelle des modules.
Fig. 21
Evolution temporelle des fluctuations: représentation
vectorielle
rJE(m/s) axiale
)Em 21°
A0E481°
RFA=239°
I
p
I
s
s
s
I
i
)
I
I
s
t
e
I
t
s
g
I
p
I
AOA69
s
e
I
I
IIi
I
i
I
Vìtee du piston
e
I
.PII
I
I
s
s
s
I
s
t
e
J..
720
Point de cordonnées
ADMISSION
COMPRESSION
x = 12 mmi, y = 35 mm et z
DETENTE
4
*z ECHAPPEMENT
UE(m/s) axiale
Point de coordonnées : x = 14 mm, y = 35 mm et z = 4 mm
Fig. 22 - Inhomogénéités spatiales des écoulements. Comparaison des
axiale (mis)
RF239c
210
PFE
II
s
s
s
s
,
I
s
:.
:
s
s
.
s
.
.
'
si.
.%. i'
e
I
.
s
b.
I
s
I
.,1
ti
.
s
s
S5.,%S
5
I
s
'i'.1; .
I
s
S.
Sis
a
.S
5
s
'
?...
s
s
S
I
s
S
S
I
s
I
S
s
b
'
s
e
I
S
..
5.
s
s
:
S
4..
I
I
e.
I
s
. SS.
s
.
.
iui .
s
s
I
e
si.
.5
s
s
I
L..
s
s
s
e
s
)
I:
s
i
e
I
.
I
s
s
i
s
AÇA699°
OE=48 1
s
s
I
.
s
e
s
I
I
I
s
I
s
s
i
,
s
i
.!
s
I
.e
I
S
s..
e
180
=0
720°
PB40
mm, y = 35 mm et z = 4 mm
60
P
I
s
,angle moteur
,.
.
s
frl
s
s
Point de coordonnées : x = 12
ECHAPPEMENT
DETENTE
COMPRESSION
ADMISSION
axiale (mis)
RF2. 9°
FE= 21'
s
I
e
I
I
I
I
S
s'
s
S
I
S
I
s
I
t
s
I
I
s..
t
I
s
i
s
s
I
$
I
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e
O
O
s
f
i
e,
,.
I
s
.o
I
I
i ..%
s
I
b
Point de coordonnées
f
's
o
:' :
I
.
i
s
s
.
I
I
18
e
i t
s
I
I
a.
es.?.
I
s
I
s.
I
I
s
O
s
SI
s
t
t
t
e
I
s
I
a
e,.
I
s
. .
SI
-
.5
S
s
e
s'
s
I
e
I
S
5-
.4
I
s
S
s
s
e
i
I
pri
.
I
p
o
55
i.
S
s
e
Ac699°
AOEB4S 1°
-
,anqie moteur
'
':
x = 14 mm, y = 35 mm et z
Fi.23 - Inhomogénéités spatiales des écoulements dans le cylindre.
Comparaison des fluctuations axiales en deux points distants
de 2 mm.
n X = 14 mm.
Y
35 mm. Z = 4 mm.
s
4 mm
30
FIL chaud
(m/s)
lo
chaud
VF[(m/s)
.a
oa
15
90
òa135
*a:180'
AXE DU
CAPTEUR DE
20
PRESSION
Q-
10
N
* -.----------*
3points de
points de 4
mesure
1.
mesure (.ilmm)
20
N
AXE DE LA BOUGIE
N
N
N
5
i
2
>.points de
o
mesure
2points de
mesure
Fig. 24 - Inhomogénéités spatiales des écoulements dans la chambre de
combustion.
Points 1, 2, 3, 4 du capteur de pression.
Points 1, 2 à la bougie.
Admiaic,r
N=
I
CÛ
ite 1se VV
Pjt de mesure
Vecteur
liii
:O85m,t \Om,
:2i6 mi
\fr..1ß5mi
V1-OE85mi
:-2.2rn/s \-2.16rv
a°
1to
iités:
Levée de
lo
oupape L5
T 1mi
j N500 tr/m n
COM P RE SS ION
ADM ISSION
cr
3Q
60
1.5
105 120 135 150 165 lB0 195 210 225 260 255 270 285
90
75
3or
VE
V;1..32rT.t
V:3.29TTV
V:4.4Orr
V1.69rrVs
Vm,t V:-169m/s V:-3.29m,
\:-L.LOr
V.L32 rrVs
11
Levée de soupape L5
COMPRESSION
ADMISSION
lo
i rn/s
(mm)
unités
N :1000 tr/mn
j0>0
:
i rn/s
a'
45
60
*
90
75
105
/"I
LSm.4 \S6m,
.'4 0
'i'',
d
I
120 135 150
V-4S4m
165 180 195 210 225 240 255 270 286 303 3f5
V-2SI.rr
vbm#
'Levée +
V:.2SI.m,
V-494m.'
V-6.6mì
V:-L:
L5
COM PRESS ION
ADMISSION
N=l500tr/mn
I
30
45
60
75
90
105 120 136 160 165
180
195 210 226 240 255 270 285 3'O
Fig. 25 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur.
Vecteur vitesse
A
i
2.16 rn/s
i
t
i
V.-22rnit
1E5m/s
O95m,
YOm/s
\-O85m1s \-1.65rn/s V-22rn/s V1-2l6rM
5.
I(rnrn)
lo.
DETENTE
EHAPPEMENT
\Levee
N= 500 tr/mn
unith :
I
405 420 43
WLOrr
VL32n
-
1.50 ¿5 480 495 510 525
V3.29rn's
\.S9rrVs
de
soupape L
1tio
¿ lmic
"-
4O 55 5O BbS 6X) 65 60 65 60 6/5
Vrn/s V.%.59rn/s
V:-3.29rn,t
-Lßn
-h2 rrs
o
DETENTE
1m
v>o
lo
unités : '1O>o
L(mm)
Levée de soupape L,
IN =1000 tr/mn
CI.
LOS
1.20 1.35 450 1.65 1.80 496 Sb
'Ç:SL.rM \.6rr's
-
525 51.0 556 570 585 600 615 630 61.5 660
\bm/s
Vë91.rM
DETENTE
Vf2.S4rrw's
BLtT
V-6.&m/s V.SL
ECI-tAPPEMENT
Levée de soupape L5
v>o
5-
lo
unitk
(mm)
i
JN
-
=1 500 tr/mn
-
1.20 435 1.50 465 ¿80 1.95
CI°
510
525 51.0 555 570 585 bJ0 615 630 61.5 650 6 5
250
500
750
1000
1250
1500
1750
2000
Fig. 27 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur les
amplitudes moyennes axiales. Mesures laser. Point X = 14 mm,
y = 35 mm, Z = 4 mm.
2250
30
20
10
-250
500
750
1000
1250
1500
1750
2000
Fig. 28 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur la
vitesse moyenne. Mesures fil chaud, point n° 2 au capteur de
pression. Admission.
2250
.ut=v
1Vecteur turbu(.yi
23
ad rnssion
I
24 /
tchappem.nt
Point d. mesure
Iji
I
a2.16mfl
jß5m,t
»2.2mi
L
VpQ*5mì
unites:
direct iu de
4E5mì
:1 Tn/5
COM PRESSION
ADMiSSION
j
Levee de spupap. L
.
5. 60
75
10
\'3.29rr
direid
où
L(mm)
Levée de
/
1.69rn/s
75
60
un i tés:
.
cr
w
6rryt
j-
V:1mÍ
J,,
94m
23Lrn,
p
m,t
p
N=1O OOtr/mn
v:lrn/s
an
-
mr.
utw ic mcn
i* vx
V-Z5Lm
'-94iM Vr66m4
COMPRESSION
/
Levée dq
soupape
r
V-I.J.Orn,t V:.L32 rn/s
COMPRESSION
...%'ADMISSION
drection d e 11L
5-
V:-329mi
90 105 120 135 150 iSS 180 195 2t) 225 40 255 270 285
:6.Z.Brr
lO.
Vmi V-t59rv
ADMiSSION
sauDaDe
45
N5OOtr/mn
105 120 135 150 165 180 195 210 .225 240 255 270 285 300 315
90
WL4Orr
V?32YT
V2.2m/s Vi41&m,t
=1m,t
ou.V=V
(mm)
lo
.-Ok5m,t
Om,
0 .315
p.SLBm/s
J N15DOtr/mn
unités: V:1m/s
iRF
1RÛ
-- - -21D
-- 225
mc
/
40
cL.
I
85 300
31
Fi.29 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur le
vecteur
Admission-Compression.
.
Point X = 14 mm,
= 35 mm,
Z = 4 mm.
turbuLent v,
Vecteur
I
u:V
Point de mesure
t
1
V2.16 mt Y22mit
V1E5rni
vt
lo Li(mm)
unitéS:lm..,.
O85mfl Vp1ßSmh V-2.2rn/s
sQ15mit *OmIt.
fN =500 tr/mn
ECHA PPEM ENT
DE TENTE
-216mi
V1
lnvt
Levée de
._.direction de
ou
o
=V'9
420 435 450 455 4
405
VL32n
1
V-1.69rn/s
mì
V-1.69rn/s
V-Lflm,
-329rnì
a.
650 5
V-L.32 rrVs
p
ECHAPPEMENT
DETENTE
direction de y
1O
/
496 510 525 543 555 570 585 500 615 630 6.45
V3.29nt
V&4D tT
)
,
soupape L3
L(mm)
/1m,t
tés:
I N=l000tr/mn
Levée de soupape
L5
Vmì1
5
/
'f
4,1
o
,n inc
,
cm
*5.Sm/s V4mt V251.m.'
A
11/ 'Z
600 615 630 645 .60 675
V-6.$rn,t
';_S4mfl
pprnis
ECHAPPEMENT
DETENTE
direction de
c
IN=1 500 tr/mn
F
ouVV
unités
lo
i rn/s
;(mm)
LVéÍ
J
o
ìILí
405
/
71/
i/AIA.
/Jl
1ii 111Ìi'i
420 435 450 465 480 495
de soupape L5
510
525
.40 555 570 585 600 615 630 645 660 67
Fig. 30 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur le
vecteur
.
Point X = 14 mm, Y = 35 mm, Z = 4 min.
Vitesse instantanée. Cycle n° i
RFE= 21°
a
U (m/s)
a
OE-48 l
RFA=239°
a
CYCLE
I
s
e
I
e
s
.
e..
I
te
e
e
'se
s..'.
s
s
a
Ini
I
e
I
angle mote
s
s
r.
I
a
I
s
s
I
s
I
I
I
s
s
s
I
I
s
I
e
s
DI FERENCE
s
I
Vitesse instantanée. Cyle n°
RF 239e
RFE= 21°
II
eu (m/s)
:
A0E48 1°
a
I
e
I
s
e
I
I..
I
:'.
5%..
-
s.
I
.
s
..
s
I
s.
e
s
s
I
s
s
s
s
I
s
I
I
I
I
s
s
s
a
I
détente
e
s
I
s
e
s
e
I
i
s
S
I
échappement
Fig. 31 - Différences entre deux cycles successifs. Mesures laser,
'.1
s
s
:
_''T:
compression
s
a
s
lee
admission
añile i1
s
e
-(
i
s
s
=
u
f
a
s
s
s
a
I
i+1
cyrLE
s
.
s
s
3. + i
s
I
I
I
e
Vitesse instantanée. Cycle n°i
AOE=481°AO=699°
RFE= 21°
/s)
s
s
s
s
I
I
I
p
CYCLE
I
$
s
e
I
I
p
I
I
4
I
e
p
p
e
I
$
i
I
I
,
s
I
1
I
t
e
s
s
t
$
e
I
s
I
s
s
a
e
I
I
s
s
I
I
P
-
=72d
DiFFERENCES
Vitesse instantanée. Cycle n°i +
)
i
R=Z39'
RFE= 210
(m/s)
OE=48 1°
s
I
,s
s
I
I
,
p
I
)
I
s
s
s
e
s
t
s
s
i
e
t
e
-I
p
s
I
s
I
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I
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e
s
I
I
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I
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I
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t
I
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I
I
e
I
s
I
I
I
O
p
t
o
I
I
I
I
s
I
t
)
k;
CLE ni+1
I
A04699
I
s
$
I
e
I
I
I
s
s
I
)
ri =
°
admission
P
Pi =1B°
toinpression
o
dt en te
PM =72E
echappernent--
Fia. 32 - Différences entre deux cycles successifs. Mesures fil chaud,
100
10
200
i, N° des cycles
successifs
=6O°
UT(m/s)
2hm/s
si
N=500tr/mn
I
loo
o
N° des cycles
successifs
lo
T(m/s)
t2LO
t
100
Fis. 33 -
200k,
N° des cycles
successifs
Evolution cycle à cycle de moyennes temporelles
i
X = 14 mm. V = 35 mm. 2
=4
mm.
20
10
11 rn/s
200i,
100
N° des cycles
successifs
20
tJT( ni/'s)
I
Aa=60°,
7rn/s
mp 4I
10
N=lBOOtr/mn
I
t
o
200k,
100
10
N° des cycles
successifs
'La=24O0
(rn/s)
Lm/s
-lo
j
O
loo
200
1, N° des cycles
successifs
Point de
Fig. 34 - Evolution cycle à cycle de moyennes temporelles
=35 mm, Z = 4 mm. N = 1 500 tr/mn.
mesures laser, X = 14
.
45
UT(m/s)
JAct=iû°
6m/s
35
V
30.
50
0
45
T(m/s)
100 i, No des 15Q
cyci.es successifs
A=60°
40
j
N =l500tr/rn
35
3m/s
30
50
o
45.
T (m/s)
100 i,N° des cy'
successifs
La=240°I
40
rn/s
35
30.
50
O
-
100 i, N° des cycles
150 successifs
J (i,a)
RFE
Vitesse instantanée (mis)
A0A699°
A0E48 1°
RFc239°
21°
s
I
s
s
I
p
I
s
a
a
s
I
I
I
s
s
s
e
s
s
s
e
s
s
I
s
s
s
e
s
s
$
(a)
s
s
=72
moteur)
ngle
ADMISSION
:ï ( i,)
COMPRESSION
ECHAPPEINT
DETENTE
Vitesse instantanée (mis)
RFE
21
$
e
s
s
Détail de l'Admission
s
s
I
$
I
I
I
s
I
$
I
t
s
s
s
s
O
$
s
$
s
I
s
ri
4
a
s
s
s
s
p :=181
W (angte moteur)
Fig. 36 - Comparaison temporelle d'un cycle avec la moyenne d'ensemble.
Mesures fil chaud, point n° 2 au capteur de pression.
N = i 500 tr/mn.
U total=B.44 rn/s
RMS =0.4 Sm/s
9/o =5.5%
44.
rn/s
I
I
I
¡
looi,
I
I
I
I
N° des cycles successifs 200
Mesures fil
Fig. 37 - Evolution cyclique de la rioyenne temporelle
chaud, point n° 2 au capteur de pression. N = 1 500 tr/mn.
.
10
9
8
7
6
5
1+
3
2
i
i1mm
2
3
40
Numéro des points de
mesure(Fil u capteur
de pression)
Fig. 38 - Variation cycle à cycle dans l'espace. Mesures fil chaud, dans
l'axe du capteur de pression. N = 1 500 tr/mn.
30
UIÜtotalI
Act = 18001
(%)
21 %
20
15.9 %
11.4%
10
6.7
0/0
Admission
I
Détente
Compression
Echappement
"angte moteur
180°
3600
540°
Fig. 39 - Niveaux de la variation cycle à cycle par phase. Mesures fil
7200
a, ci
io
ci=90°
I
0.5
0..::0.L2 ms
(Admission)
o
-0.3.
90°
a
OE+L(degrés) 180°
R (,+OE
io
i a=270°I
0.5
ms
(Compression )
o.,
-03
1
+L
¡
2Ó
degrés)
360°
10R(.a +),
Ia=450°I
o.5
(Détente )
:2.89 ms
o
-0.3.
4500
i
I
-
+(degrés)
540°
(a,a+Lct)
1.0
1630°I
0.5
(Echappement)
01.:: 0.69
O
-0.34
B
L
L
6300
p
0°
ci+Aa (degrés 720°
i
15°
I
30°
I
45°
I
60°
I
75°
I
90(degrés)
io
R (,i)
-lo1.50
+(degrs)
135
R (a,)
=225°
(Compression)
I
I
I
I
0°
15°
30°
1.5°
60°
+(degrés)
i
750
3l
I
900
(degrés)
3
erims)
0
*
45
90
135
18G
225
270
315
Echa
Det nte
Compression
360
405
450
540
Fi9. 42 - Evolution dans le cycle de l'échelle intégrale de temps. Mesures
fil chaud, point no 2 au capteur de pression. N = 1 500 tr/mn.
585
630
675
OT(ms)
1.0
a.=I.5°J
(Admission)
I
05
N tr/m
500
10
(ms)
1000
1500
2000
2500
30
*
J 225°
(ComDression)
N( r,Thn)
500
1000
1500
2000
2500
30
Fig. 43 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur
l'échelle intégrale de temps (en millisecondes). Mesures fil
°T (degrés)
25
Ja=L5°
20
(Admission)
15
10
*
*
5
N (tr/mn
o
500
1000
1500
2000
2500
°T (degrés)
30
25
20
15
/
=225° (Compression)
10
5
N (tr/m n
o
500
1000
1500
2000
2500
Fi2. 44 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur
l'échelle intégrale de temps (en degrés) . Mesures fil chaud,
point n° 2 au capteur de pression. N = 1 500 tr/mn. Admission-
15k
(mm)
10
5
Admission
90
135
EchaDoeifent
Corn ress ion
180
225
270
315
360
/.05
450
495
540
585
Fig. 45 - Evolution dans le cycle de l'échelle intégrale de longueur.
Mesures fil chaud, point n° 2 au capteur de pression. N = 1 500 tr/mn.
630
675
Lfrnm)
lo
500
1000
1500
2000
N(tr/m
2500
L(mm)
10
=225°
(Compression)
*
f
j
t
500
1000
1500
N (tr/m nl
L
2000
2500
Fig. 46 - Influence de la vitesse de rotation N (tr/mn) du moteur sur
..-------...
r:,
CYLI NDRE%12OMM
CONDUIT
D'ADMISSION
SENS DE
LOULEMENT
Fig. 47 - Schéma de la volute d'admission du moteur RVI 120-145.
Tube atumnjum
pour mesure de.
lage (lu
pression
it:
C6ne de
raccord
Pi
Réglage leve de
soupape
venturi
.pour mesure
de de'bit
Q
rtilateur
Tube Verre
pour mesure
laser
Cylindre
- nid d'abeilles
- grille antigération
Caisson de
tranquilisation
Fig. 48 - Dispositif de mesures utilisé par CHABERT [1]
(écoulements stationnaires)
:
"Banc volutes"
Culasse
SOUPAPE LYA[v1J5SJou
CYLINDIW
x
ENs DE
f ECO) L EM E
'xi6Omrn
1/
Fig. 49 - Axes de coordonnées et notations utilisées. Repérage des
diamètres. Moteur RVI 120-145.
Vitesse tangentielle
A D Ed. B L'
RFA:216'
25 RFE:16
m/s)
-I
2OW
15
ADA:70L°
x28mm
- --- x77m
(Position axiale)
I
,l\__
p
5
'
1's_
'I1
I
p
-I
PMH:0°
PM B18 0°
PMBSI.0°
P M H =360°
PMH72Q'
W (angle moteur)
(Position sur les diamètres
y=75mm
Vitesse axiale
25 RFE16'
20
ADA=484°
RFA=216°
ADA =704'
x:28mm
1___x77mm
(m/s)
15
'(Position axiale)
10
V
p
5
I
o
(vitesse
du piston)
vg
-5
-lo
-15
-20
-25
B:180°
H:O°
PMH:360°
PM8540
Wf tangle
Admissio
E-Compression
Détente
Pi½H72O
motéur)
Echappement-.I
Fig. 50 - Evolution dans le cycle des écoulements axiaux et tangentiels.
Moteur RVI 120-145. Diamètres X = 28 min et X = 77 mm.
N
1 000 tr/mn.
2 5Vitesses
mo y ennes
20
Laxe
15
190° (Admission,)
du cylindre
10
5
I
o
-5
i0
15
c0
20
25
O
o
I
I
20
40
UE
x=28mm
*
x77mm *
(Position axiale)
Y(mm)
I
.
80
60
120
100
(Position sur te diamètre)
Ecarts-types turbulents
VV(m/s)
-
a=90
x28mm *
x=77mm *
Admis s ion)
o
o
(Position axiale)
I
t
20
4O
I
Y(mm)
100
80
120
(Position sur le diamètre)
Fig. 51 - Evolution spatiales des écoulements à l'admission. Valeurs
20
16
axe du cylindre
(m/s)
Ix =28 mm
(Position axiale)
12
8
4
o
V1/
1/
-L
-8
¿-'P
a0
s 1800
Compression
210°
o 270°
* 310°
-12
-16
-20
I
O
20
¿0
.
Y(mm)
120
100
80
(Position sur I.e diamètre)
20
WE(m/s)
15
=77 mm
(Position axiale)
10
5
O
-5
180°
Compression
2100
o 270°
-10
-15
-20
O
I
20
¡
40
80
Y(mm)
100
120
.
(Position sur I.e diamètre)
Fig. 52 - Evolution spatiale de la vitesse moyenne tangentielle à la
M,+-.,,,r
YV
i )fl.....i /
25
20
15
axe du cylindre
(m/s)
x = 28 im
B
= 80°
lo
5
SURE S
;TATI0NNAIRES
O
-5
-lo
=
x = 77 mm
-15
- 20
-25
90°
f
20
o
L.0..
80
E0
Y(mrrìj.
100
120
/
x = 25 mm
X = 40 min
X
= 60 mm
1ESURES
x = 80 mm
TATI ONNAIRES
/
I,/
/
W(rn/s)A
L .00
.00
I
I
-LOO
- 8.00
4eI3
.-..----- --
Fig. 54 - Comparaison des écoulements instationnaires et stationnaires.
25
20
axe du
UE(m/s)
15
cylindre
x = 77 inni
= 900
lo
5
MESURES
0
NSTATIONNAIRES
\
_5
-10
-15
X = 28 inni
= 500
-20
-25
o
,Y(mm)
20
80
10
100
120
(Position sur te diamètre)
/
x
25 imn
x = 40 mm
x = 60 mm
MESURES
STATIONNAIRES
x = 80 mm
Fig. 55 - Comparaison des écoulements instationnaires et stationnaires.
Vitesses moyennes axiales.
axe du cyt.indre
E SURE S
STATIONNAIRES
L.
20
80
60
1.0
100
(Position sur
I
-.------
//
120
e
diamètre)
----
ì17
'I
u
I 'i
'iI
I,,
£
MESURES
STATI ONNAIRES
-7 /
/
*4
1**
2.00_7'''"
1, I
i,
40mm
x= 60 mm
x=BOmm
I
'f
', /
II
't
/1
40.ee/
\
---
/
t
/Ø'm)
80.00
t'
/ /
x = 25 min
I,
/
f
/
Fi2. 56 - Comparaisons des écoulements instationnaires et stationnaires.
axe du cyhndre
10
V'm/s)
8
6
IESURES
STATI ONNAI RESL
x = 28 inni
x = 77 nun
= 900
o
(= 70°
.Y(rnm)
a,
20
LO
120
100
80
O
(Position sur
N
i
\
'
/
3
diamètre)
.e
= 25 mm
= 40 mm
£
ESURES
x = 60 mm
;TATI ONNAI RES
X
u (mis)
/
I
//
= 80 mm
/J
I
I
4e.ee
Fia. 57 -
(Ömr racnc r
ae.ee
i,mnt
inctationnaires et stationnaires.
AUTORISATION DE SOUTENAN
Vu les dispositions de l'article 3 de l'arrêté du 16 avril 1974,
Vu le rapport de présentation de Messieurs
MATHIEU
EYZAT
TRINITE
MARTIN
BIDALLT
CHARNAY
M. RBER Alain
est autorisé à présenter une soutenance de thèse pour l'obtention du titre de
DOCTEUR INNIEUR, Spécialité Mécanique.
Fait à Ecully, le 20 juillet 1982
Le Directeur
'E.C.L.
ROUX
16
E
12
(m/s)
Jx=28 mm
axe du cylindre
(Position axiale)
8
4
o
-4
-8
1800
210°
Compression
o 2700
-12
-16.
o
*
3100
Y(mm)
f
io
1+10
120
100
80
16
UE(m/s)
12
lx =77mm
(Position axiale)
8
4
N
o
-L
a0
-8
1800
2100
2700
-12
-16
Compression
Y(mm)
I
o
20
80
100
120
440
Fig. 53 - Evolution spatiale de la vitesse moyenne axiale à la compression.
--
-
.-'.-'
n.-,
UNIQUEMENT
ECL LYON
005926

Ecoulements instationnaires à l`intérieur de moteurs à pistons

Transcription

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