SPECIALIZAREA: AUTOVEHICULE RUTIERE PROIECT DE DIPLOM Ă Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare la un motor cu ardere… [608862]

UNIVERSITATEA TEHNIC Ă DIN CLUJ – NAPOCA
FACULTATEA DE AUTOVEHICULE RUTIERE,
MECATRONIC Ă ȘI MECANIC Ă
SPECIALIZAREA: AUTOVEHICULE RUTIERE

PROIECT DE DIPLOM Ă

Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare la
un motor cu ardere intern ă

Conduc ător: Ab solvent:
Sef lucr.dr.ing. Levente KOCSIS Sofinel Lucian CIURDA Ș

2019

6

Cuprins
1. INTRODUCERE ………………………………… …………………………………………… …………… 12
2. STADIUL ACTUAL ……………………………… …………………………………………… ………… 14
2.1. Pre-injec ția ………………………………………… …………………………………………… ……… 15
2.2. Post-injec ția ………………………………………… …………………………………………… ……. 19
2.3. Influen ța injectorului ……………………………… …………………………………………… ….. 20
2.4. Rata de injec ție ………………………………………… …………………………………………… .. 22
2.5. Supraalimentarea motoarelor cu ardere intern ă ………………………………………….. .. 23
3. MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR ………….. …………………………. 31
3.1. Modelul motorului …………………………… …………………………………………… ………… 31
3.2. Definirea elementelor componente ale modelului …. …………………………………….. 32
3.3. Influen țele legii de injec ție a unui injector cu comand ă electro-hidraulic ă (solenoid)
37
3.4. Influen țele legii de injec ție a unui injector piezoelectric ……………… ……………….. 49
3.5. Concluzii capitol …………………………… …………………………………………… …………… 61
4. CONCLUZII FINALE. CONTRIBU ȚII PERSONALE ……………………………….. ……. 63
4.1. Concluzii finale ……………………………. …………………………………………… ……………. 63
4.2. Contribu ții personale ……………………………….. …………………………………………… … 64
5. BIBLIOGRAFIE ……………………………….. …………………………………………… …………….. 66

7 LIST Ă FIGURI
Figura 1.1 Sistemul de injec ție common-rail [3] ………………………….. …………………………… 13
Figura 2.1 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de unghiul de rota ție
al arborelui cotit [12]……………………… …………………………………………… ……………………………………. 16
Figura 2.2 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de unghiul de rota ție
al arborelui cotit [12]……………………… …………………………………………… ……………………………………. 17
Figura 2.3 Varia ția emisiilor de NOx și HC în func ție de presiunea de injec ție [12] ……… 18
Figura 2.4 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de unghiul de rota ție
al arborelui cotit [12]……………………… …………………………………………… ……………………………………. 18
Figura 2.5 Varia ția presiunii din cilindru în func ție de unghiul de rota ție al arborelui cotit [8]
………………………………………….. …………………………………………… …………………………………………… …. 19
Figura 2.6 Diferite configura ții ale duzei injectorului [19] ………………. ……………………….. 20
Figura 2.7 Influen ța geometriei duzei [13] ……………………… ……………………………………….. 21
Figura 2.8 Geometria orificiilor de pulverizare [14 ] …………………………………………. ………. 21
Figura 2.9 Varia ția ratei de injec ție și a presiunii în amonte cu sistem common rail [19] .. 23
Figura 2.10 Varia ția ratei de injec ție și presiunii în amonte f ără sistem common rail [19] 23
Figura 2.11 Varia ția consumului specific efectiv în func ție de presiunea medie efectiv ă
pentru diferite presiuni de supraalimentare [1] .. …………………………………………… ………………………. 26
Figura 2.12 Varia ția consumului specific efectiv în func ție de presiunea de injec ție [1] …. 26
Figura 2.13 Principiul de func ționare al turbocompresorului [17] …………….. ………………… 27
Figura 2.14 Diagrama h-S a compresorului [17] ….. …………………………………………… ……… 29
Figura 2.15 Diagrama h-S a turbinei [17] ………. …………………………………………… …………… 30
Figura 3.1 Modelul motorului în AVL BOOST ……… …………………………………………… …… 32

8 Figura 3.2 Introducerea datelor necesare model ării legii de injec ție …………………………….. 34
Figura 3.3 Date privind deschiderea supapei ……. …………………………………………… …………. 35
Figura 3.5 Harta turbinei ……………………. …………………………………………… …………………….. 36
Figura 3.4 Harta compresorului ……………….. …………………………………………… ……………….. 36
Figura 3.6 Injector cu ac ționare electro-hidraulic ă (solenoid) [7] …………………………….. …. 37
Figura 3.7 Doza de combustibil injectat ă/clinidrii …………………………………. ………………….. 38
Figura 3.8 Cazurile de simulare ………………. …………………………………………… ………………… 38
Figura 3.11 Legea de injec ție (dou ă injec ții pilot + injec ția principal ă) ………………………… 39
Figura 3.12 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare ………… ………… 40
Figura 3.13 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare ………… ………… 40
Figura 3.14 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor …………………… ……………. 42
Figura 3.17 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv …………. ………… 43
Figura 3.20 Legea de injec ție (injec ție principal ă + post-injec ție) ……………………………….. 45
Figura 3.21 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare ………… ………… 46
Figura 3.22 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor …………………… ……………. 46
Figura 3.23 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului ………………….. ………………. 47
Figura 3.24 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv …………. ………… 47
Figura 3.25 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx …………………… ……………… 48
Figura 3.26 Influen ța legii de injec ție asupra form ării de funingine ……………………………. . 49
Figura 3.27 Construc ția injectorului piezoelectric ………………… …………………………………… 49
Figura 3.28 Construc ția injectorului piezoelectric în detaliu ………. ………………………………. 50

9 Figura 3.29 Legea de injec ție (numai injec ția principal ă) …………………………………………. .. 51
Figura 3.32 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare ………… ………… 52
Figura 3.35 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului ………………….. ………………. 54
Figura 3.37 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx …………………… ……………… 55

10 REZUMAT

Tema aleas ă pentru realizarea proiectului de diplom ă, Influen ța legii de injec ție asupra
presiunii de supraalimentare la motoarele cu ardere intern ă, are ca scop analizarea sistemelor de
injec ție și supraalimentare și studierea influen ței unei legi de injec ție asupra presiunii de
supraalimentare și a altor parametrii ai unui motor cu ardere intern ă.
Lucrarea con ține în prima parte un studiu teoretic privind în țelegerea sistemelor de injec ție
și supraalimentare, analiza constructiv func țional ă a sistemului de injec ție, studierea influen țelor
diferitelor legi de injec ție asupra unor parametrii fundamentali ai motorului și analiza constructiv
func țional ă a sistemului de supraalimentare. Capitolul 3 al lu cr ării con ține modelarea motorului în
programul AVL BOOST și a tuturor componentelor utilizate, modelarea mai multor legi de injec ție
(numai injec ție principal ă, cu una sau dou ă injec ții pilot + injec ția principal ă și injec ția principal ă +
post-injec ție) pentru dou ă injectoare cu specifica ții diferite, unul ac ționat electro-hidraulic (solenoid)
și unul piezoelectric. De asemenea, tot în capitolul trei se reg ăsesc rezultate ob ținute în urma
simul ărilor, reprezent ări grafice și interpretarea acestora.

11 ABSTRACT

The theme chosen for this research project, The influence of the injection law on charging
pressure of internal combustion engines, aims to analyze injection and supercharging systems and
study the influence of an injection law on the char ging pressure and other parameters of an internal
combustion engines.
This research contains in the first part a theoreti cal study on the understanding of the
injection and supercharging systems, analyze of the injection system, study of the influences of the
different injection laws on some fundamental parame ters of the engine and analyze of the
supercharging system. Chapter 3 of the research con tains modeling of the engine in AVL BOOST
and all components used, modeling several injection laws (only main injection, with one or two pilot
injections + main injection and main injection + po st-injection) for two injectors with different
specifications, one electro-hydraulically operated (solenoid) and one piezoelectric. Also in chapter
three are results obtained fron simulations, graphi cal representations and their interpretation.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș INTRODUCERE
12 1. INTRODUCERE
La început, supraalimentarea a fost folosit ă pentru a îmbun ătăți performan țele la mare
altitudine ale motoarelor de aeronave și, ulterior, pentru a spori performan țele maxime pe termen
scurt pentru autovehiculele sportive sau foarte scu mpe. A durat mai mult de 30 de ani pân ă când a
intra în produc ția de motoare cu volum mare, aceasta realizându-se cu ajutorul unor compresoare
mecanice și a sistemelor moderne de turbocompresor antrenat d e gazele de evacuare.
Întrucât, în ciuda dezvolt ărilor alternative promi ță toare, motorul cu ardere intern ă va
rămâne dominant în viitorul apropiat, dezvoltarea ace stuia fiind esen țial ă. În prezent, multe
solicit ări sunt atribuite motoarelor cu ardere intern ă, pe de-o parte, se insist ă pe o durat ă mai mare
de performan ță , iar pe de alt ă parte, la alte norme ce stabilesc standarde pentru emisiile de zgomot
sau gazele de evacuare. Ar fii extrem de dificil pe ntru un motor cu ardere intern ă s ă satisfac ă aceste
cerin țe f ără avantajele oferite de supraalimentare [11].
În ceea ce prive ște dezvoltarea sistemelor de injec ție prin cre șterea privind
economicitatea mai mare, nivelul de noxe mai mic, c erin țele de reducere a zgomotului motoarelor,
aceste cerin țe nu mai pot fi realizate prin folosirea sistemelor de injec ție cu control mecanic. Pentru
aceasta sunt nevoie de presiuni de injec ție mai mari, în concordan ță cu o curb ă precis ă a vitezei și
cantit ăți de combustibil injectate dozate cu exactitate. În acest sens, în domeniu a ap ărut sistemul
de injec ție common-rail, un sistem care este în permanen ță sub presiune, un sistem special de
alimentare la înalt ă presiune, injectoare și sistem de control electronic care îndepline ște cu precizie
necesit ățile privind injec ția de combustibil. Avantajele acestui sistem de inj ec ție sunt urm ătoarele:
• Sincronizarea și cantitatea de combustibil injectat ă sunt controlate printr-un
singur electroventil;
• Presiuni de injec ție înalte la tura ții reduse;
• Flexibilitatea începutului injec ției – avans și întarziere;
• Reglaje u șoare pentru adaptare la condi țiile de func ționare ale motorului;
• Se poate folosi o injec ție pilot ce asigur ă o cre ștere lin ă a presiunii și o ardere mai
calm ă, precum și noxe de evacuare mai reduse datorit ă arderii mai complete [3].

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș INTRODUCERE
13 De altfel, în acest proiect de diplom ă s-a studiat influen ța legii de injec ție a acestui sistem
de injec ție și a unui sistem cu injectoare ac ționare electro-hidraulic asupra presiunii de
supraalimentare.
Capitolul 2 al acestui proiect cuprinde studiul teo retic actual al sistemelor de injec ție și
supraalimentare. S-au mai prezentat influen țe ale legilor de injec ție, avansului la injec ție,
presiunilor de injec ție, durata injec ției asupra anumitor parametrii ai motorului, asupra emisiilor
de gaze poluante.
Capitolul 3 cuprinde modelarea propriu-zis ă în programul AVL BOOST, unde s-a folosit
un model de motor prestabilit la care s-a mai ad ăugat o turbosuflant ă, cu configura țiile necesare,
s-au modelat legi de injec ție pentru dou ă injectoare diferite, piezoelectrice și ac ționare electro-
hidraulic, pentru a oferi rezultate și influen țe ale acestora asupra anumitor parametrilor ai
motorului, în special asupra presiunii de supraalim entare. De altfel, rezultatele au fost generate
automat de acest soft, iar ulterior au fost modific ate unit ăți de m ăsur ă, intervale de reprezentare
grafic ă pentru interpretarea și compararea lor.
În final, capitolul 4 cuprinde concluziile acestui proiect și contribu țiile cu caracter
personal care au fost necesare în vederea efectu ării lucr ării, iar în ultimul capitolul se reg ăsesc
sursele bibliografice necesare document ării cu privire la tema lucr ării.
Figura 1.1 Sistemul de injec ție common-rail [3]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
14 2. STADIUL ACTUAL
În ultimii ani, autovehiculele sunt într-o dezvolta re continu ă în ceea ce prive ște eficien ța
motoarelor cu ardere intern ă, îmbun ătățirea sistemelor auxiliare pentru a le conferi perfo rman țe
cât mai bune, iar nu în cele din urm ă, în privin ța reducerii emisiilor poluante. Sistemul de injec ție
are un rol foarte important în controlul procesului de injec ție, care de altfel are o influen ță
semnificativ ă asupra procesului de ardere și a emisiilor de gaze poluante, printre altele are un
impact în reducerea consumului de combustibil și asupra puterii motorului și momentului motor.
Optimizarea procesului de injec ție prin împ ărțirea lui în mai multe secven țe duce la reducerea
emisiilor de NO x, deoarece formarea lor este accentuat ă de temperaturi și presiuni mari în timpul
procesului de ardere, o eficien ță mai bun ă a procesului de ardere, deoarece temperatur ă maxim ă
atins ă în cilindru scade. De altfel, optimizarea timpului de injec ție a combustibilului depinde în
mare m ăsur ă de tura ția motorului, cuplul dezvoltat de motor, presiunea de injec ție, durata de
injec ție, propriet ățile combustibilului [10].
Varia ția parametrilor de injec ție poate influen ța și negativ procesul de ardere, implicit
performan ța motorului, de aceea se impune controlul continuu și precis al procesului de injec ție.
În acest sens, sistemele de injec ție moderne utilizeaz ă injectoare piezoelectrice care favorizeaz ă o
presiune mare de injec ție, iar sistemele Common Rail ajung sa furnizeze o presiune de injec ție de
pân ă la 2500 bar. Durata injec ției, de altfel, constituie un factor important în c ontrolul procesului
de injec ție. Utilizarea injectoarelor piezoelectrice generea z ă o cantitate mare de energie datorit ă
presiunii mari din rampa comun ă care este transformat ă în energie cinetic ă a combustibilului și
duce la cre șterea frecven ței cu care este injectat combustibilul, iar datorit ă acestor factori se ob ține
o pulverizare mai fin ă a combustibilului, implicit o ardere complet ă. Injectoarele piezoelectrice
sunt avantajoase în acest sens și datorit ă r ăspunsului rapid pe care îl au, precum și precizia pe care
o au în controlarea cantit ății de combustibil injectat ă.
Cu toate acestea, motoarele cu ardere intern ă, în prezent, tot nu îndeplinesc într-un mod
satisf ăcător cerin țele impuse în ceea ce prive ște emisiile de gaze poluante și eficien ța
combustibilului, totu și, ele atingând un prag tehnic destul de ridicat în contextul reducerii emisiilor
poluante. O real ă solu ție pentru aceste probleme, în momentul de fa ță , o reprezint ă motorul HCCI,
care func ționeaz ă cu amestec omogen și aprindere prin comprimare. Acest motor reprezint ă un
punct forte în ceea ce prive ște tendin ța de dezvoltare a motoarelor cu ardere intern ă, deoarece
scade semnificativ emisiile de oxizi de azot (NO x) datorit ă acestui sistem de ardere la temperaturi
sc ăzute. Fa ță de un motor cu aprindere prin scânteie tipic, la m otorul HCCI la sfâr șitul cursei de

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
15 comprimare temperatura în camera de ardere cre ște, ceea ce provoac ă aprinderea amestecului. În
vederea sc ăderii emisiilor de oxizi de azot și de particule, pe lâng ă motorul HCCI, alternativele
utilizate în acest sens sunt: folosirea de aditivi, utilizarea altor forme de combustibil etc.
Legea de injec ție se define ște ca fiind varia ția dozei de combustibil livrat ă de injector în
func ție de timp. Majoritatea sistemelor de injec ție descompun doza de combustibil injectat ă în trei
părți importante și semnificative în optimizarea proceselor care au l oc în motor: pre-injec ția,
injec ția principal ă și post-injec ția.
2.1. Pre-injec ția
Sistemul de injec ție constituie una dintre cele mai importante compon ente a motorului cu
ardere intern ă. Printre cerin țele impuse acestui sistem se num ără și capacitatea lui de a injecta
combustibil tardiv pentru arderea amestecului la sa rcin ă par țial ă, cât și de a injecta mai repede, în
timpul cursei de admisie, în vederea arderii omogen e a înc ărc ăturii la sarcin ă plin ă. Înc ărc ătura
omogen ă are nevoie de o pulverizare cât mai uniform ă și bine dispersat ă, drept urmare, înainte de
începerea injec ției principale, se injecteaz ă o cantitate redus ă de combustibil la presiune mic ă ceea
ce conduce la o cre ștere a presiunii și a temperaturii în camera de ardere. Principalul a vantaj al
sistemelor de injec ție actuale îl reprezint ă dezvoltarea lor în sisteme de injec ție comandate
electronic. Sistemul de injec ție de înalt ă presiune pentru un motor cu ardere intern ă este constituit
din pompa de înalt ă presiune care este pus ă în mi șcare de arborele cu came al motorului și trimite
combustibil sub presiune c ătre rampa comun ă care la rândul ei alimenteaz ă injectoarele cu
combustibil.
Printr-o presiune mare de injec ție care favorizeaz ă pulverizarea combustibilului foarte
fin ă iar împreun ă cu aerul care intr ă în camera de ardere formeaz ă un amestec omogen, amestecul
fiind corespunz ător arderii cât mai complete în timpul injec ției principale. Pe de alt ă parte, o ardere
complet ă favorizeaz ă reducerea emisiilor și cre șterea randamentului. Este important ca la sfâr șitul
preinjec ției presiunea de injec ție să scad ă rapid, iar acul pulverizatorului s ă se închid ă pentru a
împiedica intrarea combustibilului în camera de ard ere, chiar sub form ă de pic ături [18].
Pre-injec ția poate avea loc pân ă la 90° RAC înaintea punctului mort superior, îns ă nici
prea devreme sa aib ă loc, deoarece acest lucru poate duce la reducerea calit ăților uleiului de
ungere, deoarece combustibilul injectat prea devrem e ajunge pe pere ții cilindrilor [15]. Strategia
de folosire a pre-injec ției este privit ă ca o strategie eficient ă de îmbun ătățire a procesului de ardere
datorit ă influen ței pe care o are în reducerea ratei de cre ștere a presiunii [12].

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
16 În figura 2.1 se reg ăse ște varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de
unghiul de rota ție al arborelui cotit la o tura ție constant ă de 1400 RPM pentru diferite momente la
care are loc pre-injec ția. Pentru o pre-injec ție atent ă, avansul momentului la care are loc pre-
injec ția duce la o cre ștere semnificativ ă a presiunii din cilindru și a c ăldurii degajate. Acest
fenomen este provocat de intensitatea de aprindere și arderea anterioar ă. Motorina pre-injectat ă
este aprins ă instant, din cauza temperaturii și presiunii mari pe care o are amestecul în timpul pre-
injec ției, ceea ce provoac ă aprinderea și arderea rapid ă provocând astfel cre șterea presiunii din
cilindru la o valoare mare. De altfel, combustibilu l pre-injectat aprins favorizeaz ă aprinderea
combustibilului în momentul injec ției principale datorit ă intervalului mic de timp dintre pre-
injec ție și injec ția principal ă, care, astfel, m ăre ște cantitatea de amestec aprins ă și duce la o ardere
mai intensiv ă. Acest fenomen face obiectul celei mai importante cauze care duce la cre șterea
presiunii din cilindru. În plus, presiunea din cili ndru și c ăldura degajat ă scade cel mai mult la un
avans al pre-injec ției de 70 °RAC. Acest lucru se datoreaz ă energiei sc ăzute de aprindere furnizat ă
de injec ția principal ă de combustibil, care scade intensitatea de aprinde re și în final duce la o ardere
lent ă a amestecului.
La fel și în figura 2.2 se arat ă varia ția presiunii din cilindru și a c ăldurii degajate în func ție
de unghiul de rota ție al arborelui cotit, îns ă de aceast ă dat ă la diferite cantit ăți de combustibil pre-
injectate cu o presiune de injec ție de 110 MPa și un avans al momentului pre-injec ției de 70 °RAC.

Figura 2.1 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de
unghiul de rota ție al arborelui cotit [12]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
17 În urma analizei graficului se observ ă c ă presiunea din cilindru scade odat ă cu cre șterea cantit ății
de combustibil pre-injectate, lucru cauzat de inten sitatea sc ăzut ă a aprinderii și de arderea lent ă a
amestecului. Presiunea din cilindru și c ăldura degajat ă scade semnificativ odat ă cu cre șterea
cantit ății de combustibil injectat ă. O cantitate mare de combustibil pre-injectat ă înseamn ă o
cantitate mai mic ă de combustibil introdus ă în cilindru în momentul injec ției principale ceea ce
duce la formarea mai slab ă a amestecului.
Varia ția presiunii din cilindru în func ție de unghiul de rota ție al arborelui la diferite
presiuni de injec ție este prezentat ă în figura 2.3. Presiunea din cilindru atinge valoa rea maxim ă la
cea mai mare presiune de injec ție (160 MPa). Prin analiza graficului se constat ă c ă o presiune mare
de injec ție atrage dup ă sine o intensitate a arderii mai mare și o eliberare a c ăldurii mai rapid ă, prin
urmare cre ște mult presiunea din cilindru ceea ce nu este bene fic pentru rezisten ța și fiabilitatea
motorului. Îns ă, o presiune de injec ție joas ă duce la o ardere lent ă a combustibilului, iar acest factor
nu este un plus în eficien ța motorului. Cu toate acestea, o presiune de injec ție adecvat ă pentru
motoarele cu ardere intern ă este important ă pentru optimizarea arderii, fiabilitatea motorului ,
eficien ța motorului și evit ă apari ția fenomenului de b ătaie.

Figura 2.2 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de
unghiul de rota ție al arborelui cotit [12]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
18 În figura 2.4 este reprezentat ă varia ția emisiilor de NOx și HC în func ție de presiunea de
injec ție a combustibilului, iar diferen ța dintre sc ăderea emisiilor de HC și cre șterea emisiilor de
NOx odat ă cu cre șterea presiunii de injec ție a combustibilului se datoreaz ă cre șterii intensit ății
Figura 2.4 Varia ția emisiilor de NOx și HC în func ție de
presiunea de injec ție [12]
Figura 2.3 Varia ția presiunii din cilindru și c ăldura degajat ă în func ție de
unghiul de rota ție al arborelui cotit [12]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
19 arderii amestecului care, dup ă cum am explicat și mai sus, cre ște propor țional cu presiunea de
injec ție.
2.2. Post-injec ția
Post-injec ția se desf ăș oar ă dup ă terminarea injec ției principale, distribuind foarte precis
o cantitate de combustibil în gazele de evacuare. A re loc în timpul procesului de evacuare dup ă
punctul mort superior cu pân ă la 200 °RAC. În aceast ă faz ă combustibilul nu este ars, în
compara ție cu pre-injec ția și injec ția principal ă, el fiind vaporizat în gazele de evacuare prin
căldura degajat ă. O parte din combustibil, datorit ă reful ării gazelor de evacuare, se manifest ă ca o
pre-injec ție prematur ă [15].
Post-injec ția are ca scop principal reducerea emisiilor de NO x și prelungirea procesului de ardere
prin injectarea de combustibil în timpul procesului de destindere pentru a ob ține o temperatur ă de
evacuare cât mai mare. Acest lucru ajut ă și la regenerarea filtrului de particule (DPF), deoa rece
temperaturii mari a gazelor de evacuare funinginea stocat ă în filtrul de particule este ars ă.
Cantitatea de combustibil în aceast ă faz ă depinde în cea mai mare parte de cantitatea de
combustibil injectat ă la pre-injec ție și cantitatea de combustibil care este injectat ă în timpul
injec ției principale [8]. În figura 2.5 este ilustrat ă varia ția presiunii din cilindru (p) în func ție de
unghiul de rota ție al arborelui cotit ( φ) în dou ă cazuri diferite de realizare a modului de injec ție a
combustibilului în camera de ardere: cu și f ără post-injec ție. Se observ ă c ă în cazul unui proces de
injec ție divizat, în care dup ă injec ția principal ă are loc o post-injec ție, curba de presiune prezint ă
o form ă mai
controlat ă f ără
multe fluctua ții în
momentul în care
atinge valoare
maxim ă. Acest
fenomen duce și la
o valoare mai mica
a presiunii din
cilindru, diferen ța
fiind sesizabil ă [8].

Figura 2.5 Varia ția presiunii din cilindru în func ție de unghiul de
rota ție al arborelui cotit [8]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
20 2.3. Influen ța injectorului
Injectoarele se clasific ă în dou ă mari categorii: injectoare închise și injectoare deschise.
Aceast ă clasificare se face dup ă modul în care este controlat orificiul injectorulu i, de un ac sau de
o supap ă. Cele mai folosite injectoare sunt cele cu comand ă hidraulic ă, îns ă mai g ăsim injectoare
cu comand ă electronic ă și injectoare cu comand ă mecanic ă. Aceste trei categorii de injectoare se
clasific ă dup ă modul în care se comand ă deschiderea acului [5].
Injectorul de combustibil posed ă o gam ă variat ă de func ționare ceea ce îi confer ă o
importan ță mare în scopul performan ței și îmbun ătățirii continue. Pulverizarea cât mai fin ă a
combustibilului și distribuirea cât mai uniform ă a jetului de combustibil pulverizat în camera de
ardere reprezint ă factorii determinan ți care caracterizeaz ă un injector, deoarece ace ști factori
influen țeaz ă în mod direct procesul de ardere și eficien ța lui [16]. Un alt factor important în acest
sens îl constituie construc ția pulverizatorului care caracterizeaz ă distribu ția jetului de combustibil
în camera de ardere, precum și felul în care se mi șcă aerul din camera de ardere, fiind nevoie de o
mi șcare organizat ă [15].
Injectoarele piezoelectrice sunt cele mai folosite datorit ă rapidit ății si preciziei cu care
ac ționeaz ă acul pulverizatorului, ceea ce împiedic ă sc ăpările de combustibil în camera de ardere,
implicit favorizeaz ă arderea complet ă a combustibilului introdus și cre ște eficien ța acestui proces
important în scopul stabilirii performan ței unui motor și eficien ței lui. De altfel, viteza de
deschidere și închidere a acului pulverizatorului este direct p ropor țional ă cu presiunea de injec ție
a combustibilului. Duzele unui injector se caracter izeaz ă prin raportul L/D (lungimea duzei și
diametrul). Lungimea duzei se calculeaz ă între orificiul de intrare și ie șire în duz ă, în timp ce
diametrul duzei se ia cel minim dintre cele dou ă orificii [19].
Tipurile de orificii (divergent,
convergent și cilindric) sunt prezentate în
figura 2.6, de altfel sunt indicate și
dimensiunile principale ale duzei: lungimea
și diametrul. Orificiul de pulverizare,
caracterizat ca o tr ăsătur ă de precizie a
corpului duzei, define ște caracteristicile pulveriz ării și, prin urmare, emisiile motorului.
Caracteristicile de pulverizare ale duzei sunt infl uen țate în special de microgeometria orificiului
de pulverizare. Parametrii orificiului de pulveriza re (diametrul, lungimea, marginea de intrare,
geometria, forma) lucreaz ă împreun ă pentru un profil optim de curgere, astfel încât ce rin țele de
Figura 2.6 Diferite configura ții ale
duzei injectorului [19]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
21 pulverizare ale injectorului s ă fie îndeplinite. Cu geometria îmbun ătățit ă a duzei, sistemul de
injec ție a combustibilului este adaptat designului camere i de ardere pentru a îmbun ătăți arderea și
pentru a reduce emisiile poluante, dup ă cum se prezint ă în figura 2.7. Geometria orificiului de
pulverizare are un impact asupra emisiilor de funin gine și NO x și asupra geometriei scaunului în
ceea ce prive ște zgomotul motorului. De altfel, cu un volum redus al geometriei sacului, emisia de
hidrocarburi este sc ăzut ă. Diametrul orificiului de pulverizare este definit prin num ărul orificiilor
de pulverizare, durata injec ției și cantitatea de combustibil injectat ă la sarcin ă plin ă [13].
Marginile de intrare ale orificiilor duzei sunt de obicei rotunjite pentru a spori condi țiile
de curgere și pentru a produce abraziune în avans, care ar avea loc în timpul func țion ării și ar
schimba caracteristicile pulveriz ării. În func ție de aplica ția particular ă, se folosesc diferite
geometrii ale orificiilor, precum în figura 2.8. Or ificiul cilindric produce cea mai puternic ă
cavita ție și are ca rezultat o spargere sporit ă a pulveriz ării cu o divergen ță mare de pulverizare în
apropierea duzei. Geometria axiometric ă conic ă suprim ă cavita ția, reducând treptat suprafa ța
Figura 2.7 Influen ța geometriei duzei [13]
Figura 2.8 Geometria orificiilor de pulverizare [14]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
22 efectiv ă a sec țiunii transversale de-a lungul orificiului. Jeturil e de combustibil prin orificiile conice
prezint ă, de regul ă, o penetrare sporit ă. Așa-zisul factor k caracterizeaz ă gradul conicit ății
orificiului. O alt ă categorie este geometria conic ă și fluxul optimizat (duza ks), în care reducerea
ariei sec țiunii transversale depinde de distribu ția debitului de combustibil și care sunt concepute
pentru a suprima complet cavita ția. Ca exemplu, dac ă cea mai mare parte a debitului de
combustibil intr ă în orificiu prin partea superioar ă, cele mai mari zone de sec țiune transversal ă și
cea mai mare rotunjire a marginii de intrare sunt p roduse pe peretele superior al orificiului. Jeturil e
de combustibil generate de aceste duze sunt caracte rizate prin unghiuri conice mici de pulverizare,
în special în vecin ătatea orificiului, și lungimi mari de penetrare [14].
2.4. Rata de injec ție
Presiunea de injec ție trebuie men ținut ă cât mai constant ă în timpul procesului de injec ției
deoarece acest lucru favorizeaz ă efectuarea unui studiu fiabil al sistemului, iar p entru a asigura o
presiune constant ă în timpul procesului de injec ție s-a studiat sc ăderea de presiune în amonte de
injector. De acest lucru a fost nevoie deoarece în cazul unei sc ăderi mari de presiune în timpul
injec ției ar duce la o rat ă de injec ție instabil ă ceea ce afecteaz ă în mod negativ precizia dozei de
combustibil injectat ă și calitatea pulveriz ării combustibilului [19].
Rata de injec ție și presiunea în amonte de injector a fost comparat ă, dup ă cum arat ă
figurile 2.9 și 2.10, cu și f ără sistemul de injec ție common rail. F ără sistemul common rail, conform
analizei figurii 2.9, presiunea de injec ție înaintea începerii procesului propriu-zis de inj ec ție este
instabil ă, acest lucru fiind cauzat de pulsa țiile de presiune de la ultima injec ție. Sc ăderea presiunii
în timpul procesului de injec ție și fluctua țiile de presiune vizibile dup ă injec ția de combustibil sunt
mai mari, iar diferen ța dintre presiunea de injec ție și presiunea maxim ă sau minim ă cauzat ă de
fluctua ții este de aproximativ 20% [19]. Pe de alt ă parte, forma curbei ratei de injec ție atunci când
acul este deschis ar trebui s ă fie cât mai plat ă, dup ă cum se poate observa în figura 2.10 în care
avem un sistem common rail, îns ă acest lucru nu este posibil din cauza c ăderii de presiune. De
asemenea, fluctua țiile de presiune influen țeaz ă și fiecare secven ță de injec ție în cadrul unei injec ții
de combustibil împ ărțit ă (pre-injec ția, injec ția principal ă, post-injec ția), în func ție de frecven ța și
presiunea de injec ție a combustibilului. În plus, f ără un sistem common rail pulverizarea cât mai
fin ă a combustibilului în camera de ardere ar fi îngreu nat ă deoarece acest fenomen este favorizat
de o precizie cât mai bun ă a presiunii de injec ție și a dozei de combustibil. Introducerea sistemului
de injec ție common rail a adus îmbun ătățiri consistente în ceea ce prive ște procesul de injec ție,

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
23 reducând sc ăderea de presiune cu pân ă la 10% în timpul unei injec ții de combustibil de 100 MPa
și reducând fluctua țiile de presiune ob ținând o presiune de injec ție cât mai stabil ă [19].

2.5. Supraalimentarea motoarelor cu ardere intern ă
Supraalimentarea unui motor cu ardere intern ă presupune cre șterea cantit ății de combustibil
și de aer admis ă în camera de ardere. Supraalimentarea are ca scop cre șterea puterii litrice a unui
motor cu ardere intern ă. Puterea litric ă a unui motor cu ardere intern ă se define ște ca fiind puterea
Figura 2.10 Varia ția ratei de injec ție și presiunii în amonte f ără sistem common rail [19]
Figura 2.9 Varia ția ratei de injec ție și a presiunii în amonte cu sistem common rail [19]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
24 efectiv ă a motorului pe cilindree. Factorii care influen țeaz ă puterea litric ă sunt tura ția motorului și
presiunea medie efectiv ă rezultat ă în urma procesului de ardere a combustibilului. A șadar, tura ția
unui motor cu ardere intern ă fiind limitat ă, m ărirea presiunii medii efective reprezentând singura
op țiune pentru ob ținerea unei puteri litrice mai mari. Prin urmare, m ărirea presiunii medii efective se
ob ține prin ceea ce define ște supraalimentarea motoarelor cu ardere intern ă [15].
Sistemul de supraalimentare introduce o cantitate m ai mare de aer în cilindrii motorului, de
asemenea datorit ă acestui fapt cre ște și cantitatea de combustibil injectat ă, având influen țe directe
asupra c ăldurii degajate în urma procesului de ardere. De al tfel, c ăldura degajat ă influen țeaz ă lucrul
mecanic al ciclului și duce la cre șterea puterii efective a motorului, îns ă are și influen țe negative
asupra tuturor proceselor func ționale [15].
Supraalimentarea poate fi folosit ă și pentru modificarea caracteristicii de moment, mai ales
pentru cre șterea momentului motor într-o gam ă mai larg ă de tura ții. Metoda cea mai r ăspândit ă de
cre ștere a înc ărc ăturii proaspete este turbo-supraalimentarea, de și supraalimentarea are avantajul
distribuirii aerului propor țional cu viteza de deplasare, prin urmare, cu cerin țele motorului în ceea ce
prive ște masa de aer necesar ă. Mai mult decât atât, gama sa de func ționare eficient ă nu este limitat ă,
astfel fiind posibil ă obținerea unei game mai largi de utilizare a compresor ului, iar r ăspunsul la
acceler ările bru ște, fiind nevoie de cuplu suplimentar, este mult ma i rapid. Deoarece numai aerul este
comprimat în cilindrul unui motor cu aprindere prin comprimare, problemele referitoare la detona ție
dispar. Mai mult, cre șterea densit ății aerului reduce perioada de întârziere, producând astfel o rat ă
mai favorabil ă de cre ștere a presiunii în timpul arderii. Prin urmare, pe ntru dublarea cuplului este
necesar ă o cre ștere cu 30% a presiunii maxime de ardere, iar motor ul func ționeaz ă mai u șor decât în
cazul unui motor normal aspirat. Deoarece debitul d e aer nu este comprimat, turbina are tendin ța s ă
se roteasc ă mai repede la sarcini mici decât pe un motor cu ap rindere prin scânteie. Prin potrivirea
adecvat ă a turbocompresorului cu motorul, o cre ștere util ă a cuplului poate fi ob ținut ă la o tura ție mai
joas ă, altfel se va evita supraînc ărcarea mecanic ă și termic ă [4].
În ceea ce urmeaz ă, se definesc tipurile posibile de procese de preco mprimare și propriet ățile
caracteristice ale compresoarelor.
• Supraalimentarea prin efecte aerodinamice:
− Exploatarea undelor de presiune în sistemele de adm isie și evacuare și a
lungimilor galeriei de evacuare.
− Supraalimentarea prin dispozitivele Helmholtz pentr u galeria de admisie a
rezonatorului.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
25 − Alimentarea cu presiune prin schimb direct de presi une între gazul de
eșapament și aer.
• Supraalimentarea mecanic ă:
− Ansamblu cu piston rotativ f ără comprimare intern ă (suflantele Roots).
− Ansamblu cu șurub cu compresie intern ă (Lysholm, Wankel).
− Turbocompresoare (compresoare radiale sau axiale).
• Supraalimentare cu recuperarea energiei gazelor de evacuare:
− Legarea unui compresor cu o turbin ă, care se afl ă pe acela și ax.
− Legarea unui compresor cu un expandor pe acela și ax.
• Supraalimentarea prin combinarea componentelor men ționate mai sus:
− Sistem de amestec, compus dintr-un turbocompresor a ntrenat de gazele
de evacuare și o turbin ă de recuperare a energiei în aval.
− Combinarea unui compresor mecanic cu un turbocompre sor antrenat de
gazele de evacuare.
− Sisteme combinate de compresoare de rezonan ță și turbocompresoare
antrenate de gazele de evacuare [6].
În figura 2.11 se observ ă efectele m ăririi presiunii medii efective asupra consumul spec ific
efectiv pentru diferite presiuni de supraalimentare . Din aceast ă figur ă se remarc ă faptul c ă odat ă cu
cre șterea presiunii medii efective scade consumul speci fic efectiv, iar valorile cele mai sc ăzute ale
consumului specific efectiv sunt înregistrate pentr u presiunea de supraalimentare mai ridicat ă [1].
În figura 2.12 este ilustrat ă varia ția consumului specific efectiv în func ție de presiunea de
injec ție a combustibilului pentru cazul unui motor f ără supraalimentare și pentru o presiune de
supraalimentare constant ă de 0.4 bar [1]. Se poate observa c ă odat ă cu cre șterea presiunii de injec ție,
consumul specific efectiv sufer ă o cre ștere mai drastic ă în cazul în care motorul este supraalimentat,
fa ță de cazul f ără supraalimentare în care consumul specific efectiv prezint ă o cre ștere aproximativ
liniar ă. Acest lucru se poate datora presiunilor de injec ție mari care reduc adâncimea de penetrare a
jetului de combustibil și, astfel, combustibilul ar putea fi proiectat pe p ere ții cilindrilor reducând în
acest fel doza de combustibil care este ars ă complet [1].

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
26

Turbocompresorul (figura 2.13) este alc ătuit din trei componente principale:
1. Turbina, care de cele mai multe ori este cu intrare radial ă, dar poate fi și cu intrare
axial ă, în special la motoarele Diesel mari.
2. Compresorul, care în majoritatea cazurilor este unu l centrifugal.
Figura 2.11 Varia ția consumului specific efectiv în func ție
de presiunea medie efectiv ă pentru diferite presiuni de
supraalimentare [1]
Figura 2.12 Varia ția consumului specific efectiv în func ție de presiunea
de injec ție [1]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
27 3. Partea central ă, care face leg ătur ă între cele dou ă componente men ționate mai
sus [11].
Turbina la rândul ei este constituit ă din carcasa care ghideaz ă și colecteaz ă gazele de
evacuare spre roata turbinei. În mod similar, compr esorul este format din carcas ă și roat ă compresor,
iar leg ătura între roata compresor și roata turbinei se face printr-un arbore care este protejat de un
corp intermediar. Turbina transform ă energia gazelor de evacuare în putere la arborele care
antreneaz ă roata compresor, a șadar, aerul este absorbit prin compresor care ridic ă presiunea peste cea
ambiental ă. Aerul comprimat este ghidat apoi spre motor, perm i țând astfel motorului s ă ard ă mai mult
combustibil și s ă produc ă mai mult ă putere. Aceasta este o scurt ă descriere a principiul de func ționare
a turbocompresorului, prezentat și în figura 2.13 [17].

Partea central ă a unui turbocompresor con ține arborele care face leg ătura între compresor și
turbin ă. De asemenea, con ține un sistem de rulmen ți pentru a suspenda arborele, permi țându-i s ă se
roteasc ă la o vitez ă foarte mare, cu frecare minim ă. În general, în aplica țiile auto, se utilizeaz ă
rulmen ți axiali sau rulmen ți cu bile, lubrifia ți cu ulei. Poate fii, de asemenea, r ăcit cu ap ă, având un
racord de intrare și unul de ie șire pentru lichidul de r ăcire al motorului. Lag ărele sunt fie de tip cu
bile, fie de tip cu role cilindru sau de metal alb simplu. Lag ărele cu bile și role sunt montate în
Figura 2.13 Principiul de func ționare al turbocompresorului [17]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
28 suporturi elastice care încorporeaz ă amortizarea arcului pentru a preveni deteriorarea datorat ă
vibra țiilor [11].
În ceea ce urmeaz ă se prezint ă efectele supraaliment ării asupra motoarelor cu ardere intern ă:
• Putere mai mare;
• Introducerea unei înc ărc ături proaspete mai mare în cilindrii motorului;
• O atomizare mai complet ă a combustibilului;
• Un amestec mai bun de aer și combustibil;
• Efect de cur ățare mai bun;
• O caracteristic ă de moment mai bun ă pentru aceea și plaj ă de tura ții;
• Accelerare mai rapid ă a autovehiculului;
• O ardere mai complet ă și mai lin ă;
• Îmbun ătățește pornirea la rece;
• Reduce emisiile de fum;
• Reduce consumul specific efectiv;
• Cre ște eficien ța mecanic ă;
• Cre ște perioada de suprapunere a supapelor de la 60 pân ă la 160 °RAC;
• Cre ște cerin țele de r ăcire ale pistoanelor.
Schimbul de c ăldur ă este un proces continuu și orice încercare de a-l descrie prin ad ăug ări
sau ced ări de c ăldur ă discrete are mai multe presupuneri și simplific ări care sunt departe de a fi
reprezentative pentru procesul real. Cu toate acest ea, diagrama h-S reprezint ă un bun punct de plecare
pentru a oferi o evaluare calitativ ă și cantitativ ă a transferului de c ăldur ă în cadrul unui
turbocompresor. De altfel, diagrama h-S permite viz ualizarea diferitelor etape ale primirii și ced ării
căldurii, precum și cuantificarea acesteia prin intermediul calcululu i cre șterii sau reducerii entalpiei.
În figura 2.14 este prezentat ă o diagram ă h-S pentru un proces de comprimare între presiunil e p 1 și
p2. În cazul în care compresia a fost adiabatic ă, starea final ă a fluidului de lucru ar fi dat ă de punctul
2adi , iar dac ă a fost primit ă c ăldur ă, starea final ă a fluidului ar fi diferit ă, temperatura final ă nu ar mai
fi 2 adi , dar ar fi egal ă cu 2. Procesul de comprimare în cadrul compresorul ui este, în general, presupus
a fi adiabatic, dar se consider ă c ă primirea de c ăldur ă are loc înainte și dup ă procesul de comprimare.
Prima etap ă a primirii de c ăldur ă poate fi descris ă pe calea: 1 →1*→2*→2, în acest caz, primirea de
căldur ă înainte de comprimare duce la cre șterea temperaturii de-a lungul curbei de presiune c onstanta
p1, de la 1 →1*. Procesul de comprimare adiabatic ă trece apoi prin etapa 1 *→2*, iar apoi primirea
complet ă de c ăldur ă dup ă comprimare este reprezentat ă de traseul: 2 *→2.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
29 Principalul avantaj al împ ărțirii procesului de transfer de c ăldur ă în procese distincte bine
definite îl constituie posibilitatea cuantific ării cu u șurin ță a primirii și ced ării de c ăldur ă ca și entalpie
(q înainte și q dup ă) și, prin urmare, evaluarea a șa-zisei eficien țe diabatice [17].
În cazul turbinei, procesul de destindere poate fi împ ărțit în trei etape, prezentate în figura
2.15. Pentru a ține seama de transferul de c ăldur ă, presupunerea general ă este c ă cedarea c ăldurii are
loc înainte și dup ă procesul de destindere, în timp ce destinderea îns ăș i este adiabatic ă. Acest proces
se realizeaz ă pe calea: 3 →3*→4*→4. Cedarea de c ăldur ă înainte de destindere are loc prin curba de
presiune constant ă p 3, de la 3 la 3 *. Procesul de destindere adiabatic ă trece prin stadiul 3 *→4* și
căldura final ă este cedat ă dup ă destinderea prin curba de presiune constant ă p 4, de la 4 * la 4 [17].

Figura 2.14 Diagrama h-S a compresorului [17]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș STADIUL ACTUAL
30

Figura 2.15 Diagrama h-S a turbinei [17]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
31
3. MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
Obiectivul testelor experimentale este de a furniza date experimentale pentru reglarea
modelului de simulare, precum și pentru compararea rezultatelor. Rezultatele model ului de simulare
sunt apoi interpretate în vederea ob ținerii date relevante care s ă fac ă obiectul temei lucr ării. Acest
studiu, a șa cum se va ar ăta mai departe, a fost realizat în totalitate folos ind simularea.
3.1. Modelul motorului
Modelul motorului a fost construit folosind program ul AVL BOOST. BOOST simuleaz ă o
mare varietate de motoare, în patru timpi sau în do i timpi, cu aprindere prin scânteie sau cu aprinder e
prin comprimare. Aplica țiile variaz ă de la motoare de capacitate mic ă pentru motociclete sau scopuri
industriale pân ă la motoare mari pentru propulsie marin ă. BOOST poate fii utilizat și pentru a simula
caracteristicile sistemelor pneumatice. Instrumente le software AVL BOOST de analiz ă a proceselor
func ționale ale motoarelor cu ardere intern ă const ă dintr-un program de preprocesare, folosit pentru
introducerea datelor ini țiale, a datelor de intrare și a caracteristicilor tehnice a motorului care urme az ă
a fi construit ca și model [2].
Modelul cu care s-au efectuat simul ările este prezentat în figura 3.1. Modelul se const ruie ște
prin amplasarea elementelor componente în interioru l zonei de lucru și interconectarea lor prin
intermediul elementelor de conectare de tip ,,Pipes ’’ [9]. Elementele componente ale acestui model
sunt urm ătoarele:
• Limitele sistemului ( ) – sunt dou ă la num ăr;
• Filtrul de aer ( );
• Turbocompresorul ( );
• Intercooler-ul ( );
• Volume de compensare ( ) – acestea se reg ăsesc în num ăr de trei;
• Cilindrii motorului ( ) – modelul constituie un num ăr de patru cilindrii;
• Motorul ( );

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
32 • Puncte de m ăsurare și monitorizare ( ) – acestea sunt 18 la num ăr și sunt
amplasate dup ă cum se vede în figura 3.1;
• Conexiuni – 15 conexiuniu care fac leg ătura între elementele modelului [2].
3.2. Definirea elementelor componente ale modelului
Conexiunile – Pentru programele de simulare a motor ului termodinamic, care ia în
considerare dinamica gazelor din sistemele de admis ie și evacuare, elementul de conectare este unul
dintre cele mai importante elemente ale modelului. Un flux dimensional este calculat în conducte prin
rezolvarea ecua țiilor corespunz ătoare. Prin urmare, conexiunile dintre elementele c omponente sunt
singurele elemente care iau în considerare decalaju l cauzat de propagarea undelor de presiune sau de
debitul în sine [2].
Filtrul de aer – Este necesar ă introducerea volumului total de cur ățare a aerului, volumul
colectorului de admisie și evacuare și lungimea elementului filtrant. Este important de re ținut c ă
Figura 3.1 Modelul motorului în AVL BOOST

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
33 lungimea conductei de cur ățare este, de asemenea, utilizat ă pentru a modela timpul în care un val de
presiune trebuie s ă treac ă prin filtrul de aer [2]. Caracteristicile filtrulu i de aer sunt urm ătoarele:
• Volumul total al filtrului de aer – 8.5 l;
• Volumul colectorului de admisie – 4 l;
• Volumul colectorului de evacuare – 3.5 l;
• Lungimea elementului filtrant – 200 mm;
• Fluxul de aer – 0.136 kg/s;
• Căderea de presiune – 0.025 bar;
• Presiunea de admisie – 0.985 bar;
• Temperatura aerului admis – 25 °C.
Intercooler-ul – Este utilizat pentru a modela perf orman ța dinamic ă a gazului, precum și
pentru c ăderea de presiune peste r ăcitorul intermediar, în func ție de condi țiile de curgere. Urm ătoarele
date au fost introduse pentru definirea r ăcitorului intermediar:
• Volumul total al intercooler-ului – 5 l;
• Volumul colectorului de admisie – 2 l;
• Volumul colectorului de evacuare – 2 l;
• Lungimea miezului de r ăcire – 500 mm;
• Fluxul de aer -0.147 kg/s;
• Căderea de presiune – 0.1 bar:
• Temperatura lichidului de r ăcire – 25 °C;
• Temperatura dorit ă la ie șire – 47 °C.
Cilindrul – Specifica țiile pentru cilindrii definesc dimensiune de baz ă ale cilindrului ( care
sunt prezentate în continuarea lucr ării), precum și informa ții privind caracteristicile de ardere,
transferul de c ăldur ă [2]. Specifica țiile cilindrului:
• Alezajul pistonului – 90 mm;
• Cursa pistonului – 98 mm;
• Raportul de comprimare – 19;
• Lungimea bielei – 176 mm;
• Presiunea efectiv ă din carter – 0.969 bar.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
34 Modelul care a fost ales privind caracteristicile d e ardere este AVL MCC Model. Acest
model prezice rate de degajare a c ăldurii și producerea de NO x în motoarele Diesel cu injec ție direct ă
în func ție de cantitatea de combustibil din cilindru și de energia cinetic ă turbulent ă introdus ă de
injec ția de combustibil. Modelul necesit ă urm ătoarele date de intrare, acestea fiind necesare pen tru a
calcula viteza și totodat ă energia cinetic ă a jetului de combustibil:
• Num ărul orificiilor de injec ție: 7;
• Diametrul orificiilor: 0.12 mm;
• Presiunea din ramp ă: 400 bar
Acest model este extins în vederea anticip ării legii de injec ție pe baza calculului debitului
orificiului de injectare. În plus, pe lâng ă datele privind densitatea combustibilului injectat , este
necesar s ă se introduc ă și date cu privire la timpul de injec ție. Acest lucru se realizeaz ă prin
Figura 3.2 Introducerea datelor necesare model ării legii de injec ție

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
35 introducerea de perechi de unghiuri ale arborelui c otit, dup ă cum se poate observa în figura 3.2, (fiind
posibil ă modelarea injec ției în vederea ob ținerii unor performan țe mai bune) care sunt adaptate în
func ție de timpii de întârziere ai semnalelor. De altfel , ultimul semnal introdus în tabel este de fapt
ignorat, iar sfâr șitul injec ției de combustibil este evaluat ă pe baza masei totale a combustibilului
injectat
De asemenea, conexiunile ata șate cilindrului au declarate ca fiind comandate de o supap ă.
Deschiderea supapei este definit ă prin intermediul unei curbe definit ă de deschiderea supapei și
unghiul de rota ție al arborelui cotit, momentul deschiderii supapei și lungimea camei fiind de
asemenea necesar introduse (figura 3.3).

Turbocompresorul – A fost ales modelul complex, car e necesit ă urm ătoarele date de intrare:
Figura 3.3 Date privind deschiderea supapei

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
36 • Eficien ța mecanic ă – care reprezint ă raportul dintre cuplul disponibil la cap ătul
arborelui de antrenare al compresorului și cuplul de antrenare a turbinei.
• Momentul de iner ție (5·10 -6 kg·m 2)
De asemenea, acest model necesit ă introducerea h ărții compresorului (figura 3.5) și turbinei
(figura 3.4).

Figura 3.5 Harta compresorului
Figura 3.4 Harta turbinei

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
37 3.3. Influen țele legii de injec ție a unui injector cu comand ă electro-hidraulic ă
(solenoid)
În prima parte a p ărții experimentale s-au efectuat simul ări prin definirea legii de injec ție cu
ajutorul specifica țiilor unui injector ac ționat electro-hidraulic (solenoid). Construc ția injectorului cu
solenoid este prezentat ă în figura 3.6.
Elementele componente sunt:
1. Actuator cu solenoid (electromagnet);
2. Supap ă de control;
3. Circuitul hidraulic de ac ționare;
4. Acul injectorului.
Principiul de func ționare al injectorului cu
ac ționare electro-hidraulic ă (figura 3.6) este urm ătoarea.
Acul injectorului (4) nu este ac ționat direct de actuatorul cu
solenoid (1) ci se deschide ca urmare a diferen țelor de
presiune ce se formeaz ă în circuitul hidraulic (3).
Modificarea presiunilor se datoreaz ă deschiderii supapei de
control (2). În acest fel, comanda electric ă a calculatorului
de injec ție alimenteaz ă actuatorul cu solenoid care deschide
supapa de control, se modific ă presiunile din circuitul
hidraulic de comand ă și implicit se deschide acul
injectorului [7].
Pentru ambele cazuri experimentale (influen țele
legii de injec ție a unui injector ac ționat electro-hidraulic și a
unui injector piezoelectric) s-a folosit aceea și varia ție a
dozei de combustibil, prezentat ă în figura 3.7.
Figura 3.6 Injector cu
ac ționare electro-hidraulic ă
(solenoid) [7]

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
38
De asemenea, cazurile de simulare prezentate în fig ura 3.8 au fost acelea și pentru ambele
stadii experimentale, incluzând parametrii ca tura ția, durata procesului de ardere, momentul începerii
procesului de ardere, eficien ța turbocompresorului, etc.
110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 Doza de combustibil (mg)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Doza de combustibil injectatã/cilindrii (mg)
Figura 3.7 Doza de combustibil injectat ă/clinidrii
Figura 3.8 Cazurile de simulare

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
39 Primele rezultate ob ținute, prezentate în urm ătoarele figuri, au fost ob ținute modelând legea
de injec ție în felul urm ător:
• Numai injec ție principal ă – figura 3.9;
• O injec ție pilot + injec ția principal ă – figura 3.10;
• Dou ă injec ții pilot + injec ția principal ă – figura 3.11.
Injec ția pilot pentru fiecare caz se desf ăș oar ă pe o perioad ă de 6 °RAC.

Figura 3.9 Legea de injec ție (numai injec ție principal ă)
Figura 3.10 Legea de injec ție ( injec ție pilot + injec ția principal ă)

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
40

Influen ța legilor de injec ție ilustrate mai sus asupra presiunii de supraalime ntare se poate
observa în figura 3.12. În figura 3.13 s-a prezenta t aceea și varia ție a presiunii de supraalimentare,
îns ă doar între tura țiile 3750-4000 rot/min, pentru a observa mai în det aliu presiunea maxim ă atins ă
în urma fiec ărei legi de injec ție în parte. Desigur, diferen țele nu sunt foarte mari, cea mai mare valoare
fiind atins ă în cazul unei legi de injec ție cu o injec ție pilot și o injec ție principal ă de aproximativ 2.75
bar. Pe de alt ă parte, diferen ța între o injec ție pilot și dou ă injec ții pilot fiind foarte mic ă, aproximativ
0.01 bar. În cazul unei legi de injec ție în care are loc doar injec ția principal ă valoarea maxim ă atins ă
nu a trecut pragul de 2.7 bar.
Figura 3.11 Legea de injec ție (dou ă injec ții pilot + injec ția principal ă)
11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 2.6 2.8 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (bar)
Injectie pilot+principala (bar)
Doua injectii pilot+principala (bar)
Figura 3.12 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
41 În figura 3.14 s-a prezentat influen ța acestor legi de injec ție asupra momentul motor produs
de motor. În plus, pentru toate cele trei legi de i njec ție, valoarea maxim ă a momentului este atins ă la
tura ția de 2100 rot/min, dup ă cum se poate observa în figura 3.15. Și în cazul momentului motor,
identic cu influen ța asupra presiunii de supraalimentare, cea mai mare valoare este ob ținut ă pentru
legea de injec ție cu o injec ție pilot și una principal ă, iar legea de injec ție cu dou ă injec ții pilot
înregistreaz ă și aceasta o valoare mai mare a momentului maxim com parativ cu legea de injec ție cu
o singur ă injec ție principal ă. Diferen ța între o singur ă injec ție principal ă și legea de injec ție cu dou ă
injec ții pilot și o injec ție principal ă este de aproximativ 2%.

2% 3%
2.5 2.55 2.6 2.65 2.7 2.75 2.8 Presiunea de supraalimentare (bar)
3750 3800 3850 3900 3950 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (bar)
Injectie pilot+principala (bar)
Doua injectii pilot+principala (bar)
Figura 3.13 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare
60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 Moment motor (N.m)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (N.m)
Injectie pilot+principala (N.m)
Doua injectii principale+principala (N.m)
Figura 3.14 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
42
244 246 248 250 252 254 256 258 260 262 Momentul motor (N.m)
1900 1950 2000 2050 2100 2150 2200 2250 2300 2350
Turatia (rpm) Injectie principala (N.m)
Injectie pilot+principala (N.m)
Doua injectii pilot+principala (N.m)
Figura 3.15 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor (1900-2350 rot/min)
010 20 30 40 50 60 70 Puterea motorului (kW)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Doua injectii pilot+principala (kW)
Injectie pilot+principala (kW)
Injectie principala (kW)
Figura 3.16 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
43 În cazul influen ței legii de injec ție asupra puterii motorului, dup ă cum se observ ă în figura
3.16, influen țele sunt negative în ambele cazuri, cu o injec ție pilot + injec ția principal ă și dou ă injec ții
pilot + injec ția principal ă, comparativ cu legea de injec ție compus ă numai din injec ția principal ă.
Influen ța legilor de injec ție asupra consumului specific efectiv sunt prezenta te în figura 3.17.
Spre deosebire de puterea motorului, legile de inje c ție cu una sau dou ă injec ții pilot au influen țe într-
un mod pozitiv, îns ă nu foarte semnificative în zona tura ției economice, valorile neputând fii foarte
diferen țiate. Principalele diferen țe apar în extremit ăți, la tura țiile de 1000 și 4000 rot/min. La fel ca
în cazul momentului motor sau a presiunii de supraa limentare, legea de injec ție cu o injec ție pilot și
o injec ție principal ă, și în acest caz, furnizeaz ă cele mai favorabile rezultate.
În figura 3.18 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx. Și în acest caz
tendin ța r ămâne aceea și ca în cazul parametrilor prezenta ți anterior, excep ție face influen ța asupra
motorului. Diferen țele sunt foarte vizibile în toat ă plaja de tura ție asupra emisiilor de NOx, cea mai
sc ăzut ă valoare fiind înregistrat ă pentru legea de injec ție cu o injec ție pilot și injec ția principal ă. De
asemenea, cea mai sc ăzut ă valoare este înregistrat ă în cazul legii de injec ție cu o singur ă injec ție
principal ă, în special la tura ția de 1000 rot/min, fiind o valoare de pu țin peste 40 g/kWh, în timp ce
pentru celelalte dou ă legi de injec ție valoare fiind de aproximativ 30 g/kWh. 200 250 300 350 400 450 500 550 Consum specific efectiv (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.17 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
44 În figura 3.19 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra form ării de funingine. În
acest caz, legea de injec ție, cu una sau dou ă injec ții pilot, favorizeaz ă formarea de funingine, cea mai
mare valoare pentru aceast ă influen ță fiind înregistrat ă pentru legea de injec ție cu o injec ție pilot și
injec ția principal ă.
10 15 20 25 30 35 40 45 NOx (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.18 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx
00.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 Funingine (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.19 Influen ța legii de injec ție asupra form ării de funingine

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
45 Tot pentru specifica țiile acestui injector, specificate la început, s-a modelat o lege de injec ție
compus ă dintr-o injec ție principal ă și o post-injec ție, figura 3.20.

În figura 3.21 se prezint ă influen ța acestei legi de injec ții asupra presiunii de
supraalimentare. Spre deosebire de legile de injec ție cu una sau dou ă injec ții pilot, post-injec ția are o
influen ță mai accentuat ă pan ă la tura ția de 2400 rot/min, iar dup ă aceast ă tura ție, presiunea de
supraalimentare scade ca valori sub presiunea de su praalimentare generat ă de legea de injec ție cu o
singur ă injec ție principal ă, în timp ce în cazurile anterioare, dup ă tura ția de 2400 rot/min, dup ă aceast ă
tura ție presiunea de supraalimentare prezenta o cre ștere.
În figura 3.22 unde se ilustreaz ă influen ța legii de injec ție asupra momentului motor
dezvoltat de motor, varia țiile sunt aproximativ la fel. Pentru acest caz, dif eren țele se pot observa la
tura ții de pân ă la 2000 rot/min, unde momentul motor prezint ă o cre ștere semnificativ ă în cazul post-
injec ției, și dup ă tura ția de 3000 rot/min, unde momentul motor r ămâne superior momentului motor
generat de legea de injec ție cu o injec ție principal ă, spre deosebire de cazurile anterioare, unde pentr u
aceste tura ții aceast ă lege de injec ție producea momentul motor superior. De subliniat și faptul c ă
pentru aceast ă lege de injec ție (cu post-injec ție) momentul motor maxim, la tura ția de moment
maxim, este mai mic.
Figura 3.20 Legea de injec ție (injec ție principal ă + post-injec ție)

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
46

11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 2.6 2.8 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (bar)
Cu post-injectie (bar)
Figura 3.21 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare
065 130 195 260 Momentul motor (N.m)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (N.m)
Cu post-injectie (N.m)
Figura 3.22 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
47 În figura 3.23 s-a prezentat influen ța acestei legi de injec ție asupra puterii motorului. Spre
deosebire de celelalte cazuri, puterea motorului, î n cazul legii de injec ție cu post-injec ție, este mai
mare pe aproape toat ă plaja de tura ții, comparativ cu legea de injec ție cu o injec ție principal ă. În plus,
la aceea și tura ție de putere maxim ă, puterea motorului cre ște cu aproximativ 6%.
În figura 3.24 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv.
Aici diferen țele sunt foarte vizibile, în special la 1000 rot/mi n unde a sc ăzut de la 470 g/kWh la 275
g/kWh.
010 20 30 40 50 60 70 Puterea motorului (kW)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (kW)
Cu post-injectie (kW)
Figura 3.23 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului
200 250 300 350 400 450 500 Consumul specific efectiv (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Cu post-injectie (g/(kW.h))
Fara post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.24 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
48 În figura 3.25 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx. Cele dou ă
cazuri pentru care s-au efectuat simul ările, cu și f ără post-injec ție, prezint ă dou ă curbe de varia ție cu
diferen țe mari între ele. De altfel, pentru tura țiile joase, cea mai mic ă valoare a emisiilor de NOx este
ob ținut ă de legea de injec ție cu post-injec ție, în schimb ce legea de injec ție constituit ă numai din
injecția principal ă înregistreaz ă cele mai mici valori pentru tura țiile ridicate.
Pentru a analiza influen ța legilor de injec ție, cu și f ără post-injec ție, asupra form ării de
funingine, s-a realizat graficul din figura 3.26. C a și în cazul emisiilor de NOx, legea de injec ție cu
post-injec ție genereaz ă valori mari pe tura ții joase, iar la polul opus, pe tura ții ridicate, legea de
injec ție alc ătuit ă numai din injec ția principal ă este cea care ob ține valorile mai mari. Acest lucruri,
de altfel, se pot datora și r ăspunsul mai întârziat al injectorului, provocând al tfel formarea funinginii
și emisiilor de NOx. 15 20 25 30 35 40 45 NOx (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (g/(kW.h))
Cu post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.25 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
49
3.4. Influen țele legii de injec ție a unui injector piezoelectric
În cea de-a doua parte a stadiului experimental s-a u efectuat simul ări ținând cont de
specifica țiile unui injector piezoelectric. Parametrii analiz a ți și compara ți sunt aceea și cu cei
prezenta ți în subcapitolul anterior. Construc ția injectorului piezoelectric este prezentat ă în figurile
3.27 și 3.28.
Elementele componente ale injectorului piezoelectri c (figura 3.18) sunt urm ătoarele:
1- Orificii de injec ție; 00.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Funingine (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (g/(kW.h))
Cu post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.26 Influen ța legii de injec ție asupra form ării de funingine
Figura 3.27 Construc ția injectorului piezoelectric

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
50 2- Canale de curgere pentru combustibil;
3- Carcasa injectorului;
4- Actuatorul piezoelectric;
5- Acul injectorului.
Injectorul piezoelectric cu ac ționare direct ă se remarc ă prin faptul c ă este înconjurat de
combustibil, între volumul dintre carcasa injectoru lui 3 și actuatorul piezoelectric 4 fiind combustibil
sub presiune. Prezen ța volumului de combustibil din injector ac ționeaz ă ca un acumulator de presiune
evitându-se astfel crearea de unde de presiune într e injector și ramp ă, în momentul deschiderii acului
injectorului 5. Combustibilul intr ă în camera acului prin canalele 2 și este injectat în cilindru prin
intermediul orificiilor 1. Injectorul piezoelectric cu ac ționare direct ă are avantajul c ă acul injectorului
este ac ționat direct de actuatorul piezoelectric. Între acu l injectorului și actuatorul piezoelectric nu
exist ă leg ătur ă mecanic ă direct ă, mi șcarea fiind transmis ă și amplificat ă hidraulic. Deoarece
combustibilul este incompresibil, la alimentarea cu energie electric ă a actuatorului piezoelectric,
mi șcarea este transmis ă instantaneu acului injectorului. Datorit ă deschiderii foarte rapide a acului
injectorului, se pot efectua pân ă la 7-8 injec ții pe ciclu f ără timpi de a șteptare între ele. Comparativ
cu un injector cu solenoid, deschiderea și închiderea unui injector piezoelectric este de ap roximativ 3
ori mai rapid ă [7].
În figurile 3.29, 3.30, 3.31 sunt prezentate legile de injec ție modelate pentru simularea care
are loc cu specifica țiile unui injector piezoelectric.
Spre deosebire de injectorul solenoid, injectorul p iezoelectric ofer ă o lege de injec ție mult
mai constant ă în ceea ce prive ște injec ția de combustibil. Acest lucru se datoreaz ă r ăspunsului foarte
rapid pe care îl are injectorul. De asemenea orific iile de injec ție sunt în num ăr de 8 de aceast ă dat ă,
comparativ cu subcapitolul anterior la care injecto rul solenoid avea 7 orificii de injec ție.
Figura 3.28 Construc ția injectorului piezoelectric în detaliu

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
51 Parametrii globali cazurilor de simulare (tura ție, doza de combustibil injectat ă, momentul
începerii procesului de ardere, durata procesului d e ardere, eficien ța turbocompresorului, etc.) sunt
aceea și ca în cazul simul ării injectorului solenoid.

Figura 3.29 Legea de injec ție (numai injec ția principal ă)
Figura 3.30 Legea de injec ție (injec ție pilot + injec ția principal ă)
Figura 3.31 Legea de injec ție (dou ă injec ții pilot + injec ția principal ă

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
52 Pentru aceste legi de injec ție s-au efectuat simul ări pentru fiecare. În figura 3.32 se poate
observa influen ța asupra presiunii de supraalimentare. Diferen țele între cele trei legi de injec ție sunt
foarte mici, neglijabile, îns ă, comparativ cu injectorul solenoid, presiunea de s upraalimentare scade
la 2.5 bar.
Și în cazul influen ței legilor de injec ție asupra momentului motor, figura 3.33, varia țiile de
moment motor între ele sunt extrem de mici, dar, la fel ca în cazul presiunii de supraalimentare,
valoarea maxim ă a momentului motor scade. În plus, spre deosebire de injectorul solenoid unde
momentul motor îl ob țineam pentru o lege de injec ție cu o injec ție pilot și injec ția principal ă, pentru
aceste specifica ții ale injectorului piezoelectric momentul motor se ob ține în cazul legii de injec ție cu
dou ă injec ții pilot și injec ția principal ă, dup ă cum se poate observa în figura 3.34. De asemenea, în
compara ție cu injectorul solenoid, de aceast ă dat ă, tura ția de moment maxim este 2400 rot/min.

11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 2.6 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (bar)
Injectie pilot+principala (bar)
Doua injectii pilot+principala (bar)
Figura 3.32 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
53
În figura 3.35 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului. În acest
caz, puterea motorului prezint ă o cre ștere în compara ție cu influen țele generate de injectorul solenoid,
valoarea maxim ă a puterii fiind mai apropiat ă de 70 kW. De asemenea, diferen țele între cele trei curbe 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 Momentul motor (N.m)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (N.m)
Injectie pilot+principala (N.m)
Doua injectii pilot+principala (N.m)
Figura 3.33 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor
200 205 210 215 220 225 230 235 240 245 Momentul motor (N.m)
2000 2050 2100 2150 2200 2250 2300 2350 2400 2450 2500
Turatia (rpm) Injectie principala (N.m)
Injectie pilot+principala (N.m)
Doua injectii pilot+principala (N.m)
Figura 3.34 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
54 de putere sunt extrem de mici, dar valoarea maxim ă a puterii motorului o ob ținem, din nou, pentru
aceea și lege de injec ție, cu dou ă injec ții pilot și una principal ă.

010 20 30 40 50 60 70 Puterea motorului (kW)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (kW)
Injectie pilot+principala (kW)
Doua injectii pilot+principala (kW)
Figura 3.35 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului
250 300 350 400 450 500 550 600 Consumul specific efectiv (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.36 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
55 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv, figura 3.36, p ăstreaz ă aceea și
tendin ță pentru injectorul piezoelectric, precum influen ța asupra presiunii de supraalimentare, asupra
momentului motor, asupra puterii motorului, valoare a cea mai redus ă a consumului specific efectiv
fiind înregistrat ă pentru legea de injec ție cu dou ă injec ții pilot, iar diferen țele între cele trei curbe de
consum fiind foarte mici.
În ceea ce prive ște influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx, figura 3.37,
perspectiva r ămâne la fel, cu valoarea minim ă ob ținut ă pentru legea de injec ție cu dou ă injec ții pilot.
De altfel, diferen țele sunt mult mai vizibile, în compara ție cu ceilal ți parametrii prezenta ți mai sus,
iar în compara ție cu injectorul solenoid, unde valoarea maxim ă era ob ținut ă pentru tura ția de 1000
rot/min apoi descre șterea odat ă cu cre șterea tura ției, alura curbei are o form ă mai diferit ă, unde
emisiile de NOx cresc treptat între 1000 și 1300 rot/min, iar abia apoi scad. De remarcat c ă valoarea
maxim ă este rezultat ă în urma legii de injec ție format ă numai din injec ția principal ă. Pentru acest caz
de simulare, legile de injec ție cu una sau dou ă injec ții pilot, prezint ă avantaje clare pentru toat ă plaja
de tura ții, excep ție fiind la tura ția de 1000 rot/min, unde legea de injec ție cu injec ția principal ă
înregistreaz ă cea mai sc ăzut ă valoare.
24 26 28 30 32 34 36 38 40 NOx (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.37 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
56 În cazul form ării de funingine, figura 3.38, comparativ cu inject orul piezoelectric, valorile
scad foarte mult, de 0.7 g/kWh pân ă la 0.17 g/kWh. Legea de injec ție cu o singur ă injec ție principal ă
genereaz ă cele mai sc ăzute valori, în timp ce legea de injec ție cu dou ă injec ții pilot cele mai mari.

În continuare, pentru interpretarea mai multor rezu ltate, s-a modelat o lege de injec ție, dup ă cum
se poate observa în figura 3.39, alc ătuit ă dintr-o injec ție principal ă și post-injec ție.

Figura 3.39 Legea de injec ție (injec ție principal ă + post-injec ție) 00.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16 0.18 Funingine (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Injectie principala (g/(kW.h))
Injectie pilot+principala (g/(kW.h))
Doua injectii pilot+principala (g/(kW.h))
Figura 3.38 Influen ța legii de injec ție asupra form ării de funingine

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
57 Influen ța acestei legi de injec ție asupra presiunii de supraalimentare, figura 3.40 , genereaz ă
diferen țe vizibile pe grafic pân ă la tura ția de aproximativ 3000 rot/min, dup ă care valorile tind s ă fie
aproape egale. De altfel, valoarea maxim ă a presiunii de supraalimentare, r ămâne aceea și ca în cazul
legilor de injec ție cu una sau dou ă injecții pilot.

În figura 3.41, s-a prezentat influen ța legii de injec ție (injec ție principal ă și post-injec ție)
asupra momentului motor. În compara ție cu legile de injec ție cu una sau dou ă injec ții pilot, diferen țele
sunt mai mari, îns ă doar pân ă la 2500 rot/min, de unde, curbele de moment, încep s ă se apropie tot
mai mult ca valori. De asemenea, valoarea maxim ă a momentului motor cre ște pân ă la 240 Nm la
tura ția de 2100 rot/min.
În ceea ce prive ște influen ța asupra puterii motorului, figura 3.42, tendin ța este aceea și,
puterea fiind mai mare în cazul legii de injec ție cu post-injec ție pân ă la tura ția de 3500 rot/min, tura ția
de putere maxim ă, dup ă, exact ca în cazul momentului motor, valorile pute rii dezvoltate de motor,
pentru ambele legi de injec ție, sunt foarte apropiate.
.
11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 2.6 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (bar)
Cu post-injectie (bar)
Figura 3.40 Influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
58

40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 Momentul motor (N.m)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (N.m)
Cu post-injectie (N.m)
Figura 3.41 Influen ța legii de injec ție asupra momentului motor
010 20 30 40 50 60 70 Puterea motorului (kW)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (kW)
Cu post-injectie (kW)
Figura 3.42 Influen ța legii de injec ție asupra puterii motorului

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
59 Exact ca în cazul injectorului ac ționat electro-hidraulic (solenoid), consumul specif ic efectiv
are o valoare foarte sc ăzut ă pentru tura ția de 1000 rot/min, în compara ție cu legile de injec ție care
erau cu una sau dou ă injec ții pilot. Aceast ă varia ție este reprezentat ă în figura 3.43.
În figura 3.44 se poate observa influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx, iar
diferen țele între cele dou ă legi de injec ție, cu și f ără post-injec ție, sunt foarte mari, în special la tura ții
joase. La 1000 rot/min pentru legea de injec ție f ără post-injec ție se înregistreaz ă o valoare de 31
g.kWh, iar la polul opus, în cazul legii de injec ție cu post-injec ție, se înregistreaz ă o valoare de 18
g/kWh. Diferen ța cea mai mare între cele dou ă curbe de varia ție ale emisiilor de NOx se încadreaz ă
la tura ția de 1300 rot/min, diferen ța fiind de aproximativ 19 g/kWh. De altfel, de la t ura ția de 3500
rot/min cele dou ă curbe au aceea și valoare, de unde merg în paralel.
În figura 3.45 s-a prezentat curbele de varia ție specifice form ării funinginii pentru cele dou ă
legi de injec ție, cu și f ără post-injec ție. În acest caz, post-injec ția favorizeaz ă formarea de funingine,
în special la tura țiile joase. În apropierea tura ției de 2500 rot/min cele dou ă curbe de varia ție tind s ă
ating ă aceea și valoare. De altfel, la fel ca în cazul legilor de injec ție modelate cu una sau dou ă injec ții
pilot, legea de injec ție constituit ă numai din injec ția principal ă înregistreaz ă cele mai sc ăzute valori,
iar spre deosebire de cazurile anterioare, unde la tura ții ridicate cre șteau valorile specifice form ării 200 250 300 350 400 450 500 550 600 Consumul specific efectiv (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (g/(kW.h))
Cu post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.43 Influen ța legii de injec ție asupra consumului specific efectiv

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
60 funinginii, în acest caz cele dou ă curbe sunt foarte apropiate, diferen ța dintre cele dou ă fiind
neglijabil ă.

15 20 25 30 35 40 NOx (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (g/(kW.h))
Cu post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.44 Influen ța legii de injec ție asupra emisiilor de NOx
00.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 Funingine (g/(kW.h))
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Fara post-injectie (g/(kW.h))
Cu post-injectie (g/(kW.h))
Figura 3.45 Influen ța legii de injec ție asupra form ării funinginii

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
61 3.5. Concluzii capitol
În urm ătoarele figuri, 3.46 și 3.47, se poate observa influen ța tuturor legilor de injec ție
studiate mai sus asupra presiunii de supraalimentar e. Cea mai mare valoare a presiunii de
supraalimentare s-a ob ținut pentru injectorul ac ționat electro-hidraulic (solenoid) pentru care s-a
modelat legea de injec ție cu o injec ție pilot și o injec ție principal ă, presiunea de supraalimentare fiind
de 2.75 bar. De altfel, cea mai sc ăzut ă valoare a presiunii de supraalimentare s-a ob ținut în cazul
injectorului piezoelectric pentru care s-a modelat legea de injec ție cu o singur ă injec ție principal ă,
presiunea de supraalimentare fiind de aproximativ 2 .5 bar. În final, diferen ța dintre cele dou ă presiunii
de supraalimentare este de aproape zece procente.
În figura 3.49 s-a prezentat influen ța legii de injec ție asupra presiunii de supraalimentare în
intervalul de tura ții 1000-2000 rot/min. În acest interval diferen țele nu sunt foarte mari, comparativ
cu cele prezentate în figura 3.43. De altfel presiu nea maxim ă de supraalimentare atins ă în acest
interval este ob ținut ă pentru legea de injec ție cu post-injec ție, modelat ă pentru ambele injectoare, îns ă
pentru cel solenoid fiind superioar ă.
11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 2.6 2.8 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Turatia (rpm) Solenoid injectie principala (bar)
Solenoid injectie pilot+prinicipala (bar)
Solenoid Doua injectii pilot+principala (bar)
Solenoid post-injectie (bar)
Piezoelectric injectie principala (bar)
Piezoelectric injectie pilot+principala (bar)
Piezoelectric doua injectii pilot+princiapal (bar)
Piezoelectric post-injectie (bar)
Figura 3.46 Influen ța legilor de injec ție asupra presiunii de supraalimentare

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș MODELARE. INTERPRETAREA REZULTATELOR
62 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 Presiunea de supraalimentare (bar)
3500 3550 3600 3650 3700 3750 3800 3850 3900 3950 4000
Turatia (rpm) Solenoid injectie principala (bar)
Solenoid injectie pilot+prinicipala (bar)
Solenoid Doua injectii pilot+principala (bar)
Solenoid post-injectie (bar)
Piezoelectric injectie principala (bar)
Piezoelectric injectie pilot+principala (bar)
Piezoelectric doua injectii pilot+princiapal (bar)
Piezoelectric post-injectie (bar)
Figura 3.47 Influen ța legilor de injec ție asupra presiunii de supraalimentare, intervalul
3500-4000 rot/min
0.8 11.2 1.4 1.6 1.8 22.2 2.4 Presiunea de supraalimentare (bar)
1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000
Turatia (rpm) Solenoid injectie principala (bar)
Solenoid injectie pilot+principala (bar)
Solenoid doua injectii pilot+principala (bar)
Solenoid post-injectie (bar)
Piezoelectric injectie principala (bar)
Piezoelectric injectie pilot+principala (bar)
Piezoelectric doua injectii pilot+principala (bar)
Piezoelectric post-injectie (bar)
Figura 3.48 Influen ța legilor de injec ție asupra presiunii de supraalimentare, intervalul 1000-
2000 rot/min 10%

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș CONCLUZII FINALE. CONTRIBU ȚII PERSONALE
63
4. CONCLUZII FINALE. CONTRIBU ȚII PERSONALE
4.1. Concluzii finale
Având în vedere cerin țele viitoare din ce în ce mai stricte privind norme le de poluare ale
autovehiculelor, supraalimentarea motoarelor cu ard ere intern ă reprezint ă un punct forte în acest
context. De asemenea, supraalimentarea motoarelor c u ardere intern ă se poate realiza în mai multe
moduri, care au fost prezentate în capitolul 2, fie care având avantaje și dezavantaje.
Sistemele de injec ție fiind și ele la un nivel foarte înalt din punct de vedere al optimiz ării, al
func ționalit ății, al modului în care lucreaz ă reprezint ă o metod ă foarte precis ă de îmbun ătățire a
parametrilor unui motor cu ardere intern ă, a emisiilor poluante, prin modificarea dozei de c ombustibil
injectate, avansul la injec ție, etc. În cadrul acestei lucr ări s-a studiat influen ța legii de injec ție asupra
presiunii de supraalimentare.
Testele au fost realizate pe un motor cu aprindere prin comprimare în 4 cilindrii, modelat în
AVL BOOST. Datele specifice fiec ărei componente au fost prezentate în subcapitolele 3.1 și 3.2. De
altfel, testele s-au efectuat utilizând specifica țiile a dou ă injectoare diferite, unul ac ționat electro-
hidraulic (solenoid) și unul piezoelectric.
Cele mai bune rezultate au fost ob ținute pentru injectorul solenoid cu legea de injec ție
compus ă dintr-o injec ție pilot și una principal ă, ob ținând cea mai mare presiune de supraalimentare,
de 2.75 bar. În plus, aceast ă lege a influen țat într-un mod pozitiv și ceilal ți parametrii ai motorului,
precum momentul motor, consumul specific efectiv, e misiile de NOx și funingine, excep ție f ăcând
puterea motorului, unde valoarea maxim ă a fost ob ținut ă pentru legea de injec ție cu injec ție
principal ă. Pentru legea de injec ție constituit ă din injec ția principal ă și post-injec ție a generat o putere
a motorului și a cuplului motor semnificativ mai mare pentru tur a țiile joase, iar la tura ții mari aceste
sc ădeau sub legea de injec ție cu injec ție principal ă doar. Pentru consumul specific efectiv post-
injec ția a generat cele mai favorabile rezultate, în schi mb pentru emisiile de NOx au fost înregistrate
valori mai mari dup ă tura ția de 2500 rot/min, iar pentru varia ția curbei privind formarea funinginii,
cea mai defavorabil ă zona a fost pentru tura țiile joase, unde post-injec ția a generat valori mai mari.
În cazul injectorului piezoelectric, cea mai bun ă valoare a presiunii de supraalimentare a fost
ob ținut ă pentru legea de injec ție cu dou ă injec ții pilot și una principal ă, fiind de 2.51 bar, îns ă,
diferen ța dintre aceast ă presiune de supraalimentare si cea mai mic ă ob ținut ă pentru acest injector

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș CONCLUZII FINALE. CONTRIBU ȚII PERSONALE
64 este foarte mic ă, aceasta fiind de 2.49 bar și ob ținut ă pentru legea de injec ție care este alcătuit ă numai
din injec ția principal ă. De altfel, momentul motor scade, comparativ cu in jectorul solenoid, în timp
ce puterea motorului cre ște. De asemenea, consumul specific efectiv este pu țin mai mare, îns ă
diferen țele importante se v ăd în cazul form ării funinginii, unde valorile scad foarte mult pent ru
injectorul piezoelectric, iar emisiile de NOx sunt pu țin mai ridicate, fa ță de injectorul solenoid, îns ă
scad valorile maxime atinse. Pentru legea de injec ție constituit ă din injec ția principal ă și post-injec ție
a generat o putere a motorului și a cuplului motor semnificativ mai mare pentru tur a țiile joase, iar la
tura ții mari aceste sc ădeau sub legea de injec ție cu injec ție principal ă doar. Pentru consumul specific
efectiv post-injec ția a generat cele mai favorabile rezultate, în schi mb pentru emisiile de NOx au fost
înregistrate valori mai mari dup ă tura ția de 2500 rot/min, iar pentru varia ția curbei privind formarea
funinginii, cea mai defavorabil ă zona a fost pentru tura țiile joase, unde post-injec ția a generat valori
mai mari.
4.2. Contribu ții personale
Pentru efectuarea acestei lucr ări și atingerea obiectivelor propuse a fost nevoie de a ctivit ăți
care au generat o serie de contribu ții cu caracter personal, printre care se enumer ă:
• Documentarea privind utilizarea programului AVL BOO ST;
• Dezvoltarea cuno știn țelor privind func ționarea sistemelor de injec ție și de
supraalimentare;
• Documentarea privind influen ța legii de injec ție asupra mai multor parametrii ai
unui motor cu ardere intern ă;
• Documentarea despre supraalimentarea motoarelor cu ardere intern ă și
func ționarea anumitor agregate utilizate pentru a efectu a acest proces;
• Modelarea unui motor cu aprindere prin comprimare î n 4 cilindrii în AVL
BOOST;
• Ad ăugarea turbosuflantei cu specifica țiile necesare, inclusiv introducerea h ărților
pentru compresor și turbin ă
• Modificarea parametrilor cilindrului în vederea pos ibilit ății model ării legii de
injec ție dorite.
• Atribuirea specifica țiilor necesare tuturor componentelor motorului;
• Modificarea pe parcurs a parametrilor în vederea ob ținerii unor rezultate
plauzibile;

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș CONCLUZII FINALE. CONTRIBU ȚII PERSONALE
65 • Modelarea mai multor legi de injec ție, în acela și program, pentru dou ă injectoare
de combustibil cu specifica ții diferite;
• Realizarea graficelor cu unit ățile de m ăsur ă specifice și legendele
corespunz ătoare;
• Analiza și interpretarea rezultatelor ob ținute;
• Emiterea concluziilor necesare, privind influen ța legii de injec ție asupra presiunii
de supraalimentare și a altor parametrii prezenta ți.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș BIBLIOGRAFIE
66
5. BIBLIOGRAFIE
[1] Amba Prasad Rao, G., Mohan, PR. ,. Effect of supercharging on the performance of a
DI Diesel engine with cotton seed oil . Energy Conversion and Management. 2003:937–944.
doi:10.1016/S0196-8904(02)00095-X
[2] Boost, A. ,. AVL Boost User Guide . 2019.
[3] Electronice, S., Motoare, P. ,. lectronic ă pentru utomobile .
[4] Garrett, TK., Newton, K., Steeds, W. ,. Turbocharging and supercharging . Motor
Vehicle. 2007:556–589. doi:10.1016/b978-075064449-5 /50017-1
[5] Grunwald, B. ,. Teoria, Calculul și Construc ția Motoarelor Pentru Autovehicule Rutiere .
BUCURE ȘTI: EDITURA DIDACTIC Ă ȘI PEDAGOGIC Ă; 1980.
[6] Hermann Hiereth, PP. ,. Charging the Internal Comb Engine . 2001.
[7] Hermann Hiereth, PP., Garrett, TK., Newton, K., Ste eds, W., Amba Prasad Rao,
G., Mohan, PR., Ninish, S., Vaidyanathan, A., Nanda kumar, K., Liu, J., et al. ,. http://www.e-
automobile.ro/categorie-motor/19-diesel/65-injectie -piezo-diesel.html . ﻣﺠﻠﺔ ﺍﺳﻴﻮﻁ ﻟﻠﺪﺭﺍﺳﺎﺕ ﺍﻟﺒﻴﺌﺔ .
2019:151–153. doi:10.1016/j.apenergy.2016.07.024
[8] Hocine, A., Desmet, B., Guenoun, S. ,. Numerical study of the influence of diesel post
injection and exhaust gas expansion on the thermal cycle of an automobile engine . Applied Thermal
Engineering. 2010:1889–1895. doi:10.1016/j.applther maleng.2010.03.033
[9] Iclodean, C. ,. Proceselor Motoarelor Cu Adere Intern ă. 2016.
[10] Jiaqiang, E., Pham, MH., Deng, Y., Nguyen, T., Duy, VN., Le, DH., Zuo, W., Peng,
Q., Zhang, Z. ,. Effects of injection timing and injection pressure on performance and exhaust
emissions of a common rail diesel engine fueled by various concentrations of fish-oil biodiesel blends .
Energy. 2018:979–989. doi:10.1016/j.energy.2018.02. 053
[11] Kumar Bohidar, S., Sen, PK., Bharadwaj, R. ,. Study of Turbo Charging .
International Journal of Advanced Technology in Eng ineering and Science. 2015:2348–7550.

Sofinel Lucian Longhin CIURDA Ș BIBLIOGRAFIE
67 [12] Liu, J., Wang, H., Zheng, Z., Mao, B., Li, L., Yao, M. ,. Effects of Pilot Injection
Strategy on Combustion and Emission Characteristics in Gasoline Compression Ignition . Energy
Procedia. 2017:1267–1273. doi:10.1016/j.egypro.2017 .12.484
[13] Mahr, B. ,. Future and Potential of Diesel Injection Systems . Thermo- and Fluid
Dynamic Processes in Diesel Engines 2. 2004:3–17. d oi:10.1007/978-3-662-10502-3_1
[14] Mayinger, F. ,. Mixture Formation in Internal Combustion Engine . Mixture Formation
in Internal Combustion Engine. 2006. doi:10.1007/3- 540-30836-9
[15] Nicolae Burnete, IR. ,. Motoare Diesel și biocombustibili pentru transportul urban .
Cluj Napoca: MEDIAMIRA; 2008.
[16] Ninish, S., Vaidyanathan, A., Nandakumar, K. ,. Spray characteristics of liquid-
liquid Pintle injector . Experimental Thermal and Fluid Science. 2018:324– 340.
doi:10.1016/j.expthermflusci.2018.03.033
[17] Romagnoli, A., Manivannan, A., Rajoo, S., Chiong, M S., Feneley, A., Pesiridis, A.,
Martinez-Botas, RF. ,. A review of heat transfer in turbochargers . Renewable and Sustainable
Energy Reviews. 2017:1442–1460. doi:10.1016/j.rser. 2017.04.119
[18] Xu, M., Cheng, W., Li, Z., Zhang, H., An, T., Meng, Z. ,. Pre-injection strategy for
pilot diesel compression ignition natural gas engin e . Applied Energy. 2016:1185–1193.
doi:10.1016/j.apenergy.2016.07.024
[19] Yamaguchi, A., Koopmans, L., Helmantel, A., Karrhol m, FP., Dahlander, P. ,.
Spray Characterization of Gasoline Direct Injection Sprays Under Fuel Injection Pressures up to
150 MPa with Different Nozzle Geometries . SAE Technical Paper Series. 2019:1–14.
doi:10.4271/2019-01-0063