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C. Dongiovanni, C. Negri 1

ANALISI TEORICO-SPERIMENTALE DI UN SISTEMA DI INIEZIONE AUTOMOBILISTICO AD ALTE PRESSIONI PER DOSAGGIO DI LIQUIDI

Claudio Dongiovanni, Claudio Negri

Politecnico di Torino – Dipartimento di Energetica – Corso Duca degli Abruzzi, 24 - Torino

SOMMARIO E’ stato analizzato l’impiego di un apparato di iniezione ad alte pressioni di derivazione automobilistica come elemento di un sistema per il dosaggio di liquidi. La caratteristica costruttiva fondamentalmente di tale sistema risiede nell’ampio sviluppo lineare dei condotti di mandata. Un prototipo di tale impianto è stato realizzato e studiato sperimentalmente e teoricamente. L’analisi teorica è stata condotta impiegando un originale modello di calcolo precedentemente sviluppato. Diverse configurazioni dell’impianto sono state analizzate teoricamente consentendo di individuare le configurazioni ottimali e l’effetto dei parametri geometrici e di funzionamento sul comportamento del sistema di iniezione nella particolare applicazione considerata. 1. INTRODUZIONE Molti processi produttivi prevedono una o più fasi di miscelazione di sostanze diverse e spesso la qualità del prodotto finale è profondamente influenzata dalla omogeneità con cui le varie sostanze sono state precedentemente miscelate. Nell’ambito di un determinato processo produttivo, si è presentata la necessità di distribuire uniformemente una sostanza liquida, che in seguito verrà denominata semplicemente “additivo”, in un flusso di particelle solide detta sostanza base. Al fine di migliorare il processo di miscelazione stesso, garantendo contemporaneamente un preciso dosaggio dell’additivo, è stata presa in considerazione la possibilità di adottare un sistema di iniezione automobilistico ad alte pressioni per l’iniezione dell’additivo nel flusso continuo della sostanza base. Un sistema di iniezione automobilistico ha infatti come caratteristica fondamentale quella di iniettare una quantità di fluido stabilmente nel tempo (Heywood, 1989) (R. Bosch, 1996). Nel caso esaminato era necessario analizzare il funzionamento anche qual ora i condotti di mandata avessero lunghezze di ordini di grandezza superiori a quelle impiegate in campo automobilistico. Per poter utilizzare un sistema di iniezione di derivazione automobilistico per lo scopo proposto è necessario soddisfare due precise condizioni. Innanzitutto, l’additivo deve essere caratterizzato da proprietà fisiche simili a quelle del gasolio per autotrazione, in modo da garantire la lubrificazione e la refrigerazione dei vari componenti meccanici del sistema di iniezione. Inoltre la portata di fluido necessaria al processo produttivo deve essere confrontabile con quella di combustibile richiesta da motori endotermici ad accensione per compressione di tipo automobilistico. Nel caso in esame entrambe queste condizioni sono state soddisfatte. In fase sperimentale è stato realizzato un piccolo impianto in grado di simulare il processo produttivo considerato. Questo prevede l’utilizzo di un sistema di iniezione automobilistico per l’iniezione dell’additivo, racchiuso in un ambiente a temperatura controllata al fine di garantire la costanza delle proprietà fisiche dell’additivo. Per motivi di sicurezza, il sistema di iniezione è stato dotato di condotti di mandata ad ampio sviluppo lineare per allontanare la zona di pompaggio, ove è installato il motore elettrico per il trascinamento della pompa, da quella di iniezione, area dove potrebbero formarsi miscele pericolose a seguito di un’eventuale fuga di liquido dall’ambiente di iniezione. Il comportamento del sistema di iniezione così realizzato è stato studiato sperimentalmente. I risultati ottenuti hanno consentito di verificare il modello teorico di sistemi di iniezione, sviluppato precedentemente presso il Dipartmento di Energetica del Politecnico di Torino (Catania et al., 1992-1995 e 1999) (C. Dongiovanni, 1995 e 1997), anche per questa condizione di impiego particolare. Infine, tale modello è stato impiegato per un’estesa analisi dei parametri caratteristici del sistema di iniezione ad alta pressione al fine di definirne la configurazione ottimale ed individuarne i parametri di progetto più significativi per l’applicazione in esame.

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2. SISTEMA DI INIEZIONE AD ALTA PRESSIONE AUTOMOBILISTICO L’impianto prototipo è composto da una pompa di iniezione a distribuzione rotante (R.Bosch, 1981 e 1994), allestita con valvole di mandata con volume di distensione, che alimenta iniettori ad un solo stadio di apertura mediante condotti di pressione ad ampio sviluppo lineare. La scelta di un sistema di iniezione a controllo meccanico, anziché elettrico, è giustificata da motivi di sicurezza. Per garantire la costanza delle proprietà fisiche dell’additivo, pompa ed iniettori sono stati racchiusi in ambienti a temperatura controllata ed i lunghi condotti di mandata sono stati opportunamente coibentati. L’alimentazione della pompa di iniezione è stata effettuata per gravità. La pompa di iniezione utilizzata è una pompa a distributore rotante Bosch VE (R. Bosch, 1981 e 1994) trascinata da un motore elettrico a corrente continua. Il pompante di tale pompa è dotato di moto roto-traslatorio, ottenuto mediante la rotazione del piatto lobato con cui il pompante stesso è mantenuto in contatto. Il moto di rotazione del pompante consente la distribuzione del fluido ai vari condotti di mandata, mentre a quello traslatorio è associata l’azione di compressione del fluido. Il comportamento della pompa è determinato dal profilo di alzata del piatto lobato e dalla posizione relativa delle luci di: alimentazione, mandata e riflusso. In figura 1 sono riportate, per la pompa utilizzata, le sezioni geometriche delle luci (A) ed il profilo di alzata del pompante (sp) in funzione dell’angolo di rotazione dell’albero della pompa (ϑ-ϑ0), posto ϑ0 come angolo di riferimento. Il tratto di corsa utile del pompante ai fini della compressione e della mandata del liquido corrisponde allo spostamento che il pompante deve fare, dopo aver chiuso la luce di aspirazione, per poter scoprire la luce di riflusso. La corsa utile del pompante può essere variata agendo sull’organo di regolazione della pompa che, tramite un sistema di leve che costituisce il regolatore meccanico di velocità, determina l’istante di apertura della luce di riflusso (Catania et al., 1995 e 1997) (R. Bosch, 1981). Il regolatore di velocità ha il compito di legare la corsa utile alla posizione dell’organo di regolazione (acceleratore) ed alla velocità di rotazione della pompa. Questa funzione, non desiderata nell’applicazione in esame ove non è richiesto un legame tra la corsa utile e la velocità di rotazione della pompa, è stata inibita bloccando il moto relativo delle leve del regolatore. Le valvole di mandata utilizzate sono valvole con collarino (Catania et al., 1994). Queste valvole di mandata comportano la detrazione di un volume di fluido dal lato del condotto in pressione durante la corsa di rientro in sede dell’otturatore, successiva all’apertura della luce di riflusso della pompa. Per questi dispositivi di mandata, sulla base della geometria dell’otturatore e della sede, è stato valutato un volume di distensione pari a 2 mm3. Ogni condotto di mandata è costituito dalla successione di due tratti di condotto opportunamente raccordati. Il primo, collegato al dispositivo di mandata della pompa, è lungo 2.5 m, ha un diametro interno di 2.7 mm ed uno spessore di parete pari a 1.4 mm; il secondo, la cui estremità è connessa all’iniettore, è lungo 0.3 m, ha un diametro interno di 2 mm ed uno spessore di parete di 1.9 mm. I quattro iniettori sono costituiti da corpi portapolverizzatore ad un solo stadio di apertura e polverizzatori con pozzetto ridotto con 8 fori di diametro pari a 0.30 mm. La pressione statica di apertura degli iniettori è stata regolata a 20 MPa. 3. ANALISI SPERIMENTALE Il comportamento del sistema di iniezione è stato analizzato sperimentalmente ai regimi di rotazione della pompa di 500, 1000 e 1500 giri/min., utilizzando come fluidi di prova del gasolio per autotrazione e l’additivo di processo. Le prove sono state condotte imponendo diverse condizioni di carico, cioè diverse posizioni dell’organo di regolazione della pompa. In una prima fase, è stato analizzato il comportamento del sistema di iniezione alimentato con gasolio per autotrazione. La posizione dell’organo di regolazione è stata fissata in modo da ottenere una portata di gasolio iniettato dell’ordine dei 30 g/min. alla velocità di rotazione della pompa di 1500 giri/min. (posizione A) e di

Fig. 1 – Luci e alzata pompante


1000 giri/min. (posizione B). Successivamente, dopo aver sostituito il gasolio con l’additivo di processo, il comportamento del sistema di iniezione è stato analizzato mantenendo l’organo di regolazione nella posizione B ed in seguito imponendo una portata iniettata dell’ordine di 40 g/min. alla velocità di rotazione della pompa di 1500 giri/min. (posizione C). L’analisi sperimentale è stata effettuata mantenendo l’intero sistema di iniezione ad una temperatura di circa 70°C al fine di assicurare lo costanza delle proprietà fisiche dell’additivo. Durante l’esecuzione delle prove sono state rilevate, mediante trasduttori di pressione piezoresistivi ed un sistema digitale di acquisizione dati, la pressione nella camera di pompaggio della pompa e la pressione alle estremità del condotto in pressione, rispettivamente ad una distanza dalla pompa di 0.11 m e 2.4 m. La portata media di fluido iniettata è stata valutata misurando il tempo necessario per iniettare 40 cm3 di fluido. Ripetendo la

n = 500 giri/min. – Fluido: GasolioPosizione A

n = 1000 giri/min. – Fluido: AdditivoPosizione C

a – pressione nella camera di pompaggio a – pressione nella camera di pompaggio

b – pressione nel condotto lato pompa b – pressione nel condotto lato pompa

c – pressione nel condotto lato iniettore c – pressione nel condotto lato iniettore Fig. 2 – Risultati numerici e sperimentali Fig. 3 – Risultati numerici e sperimentali


prova almeno cinque volte l’incertezza di misura è stata contenuta in un intervallo del ±3%. 4. ANALISI TEORICA Il comportamento del sistema di iniezione, nelle medesime condizioni di prova considerate sperimentalmente, è stato simulato teoricamente mediante l’utilizzo di un originale codice di calcolo sviluppato presso il Dipartimento di Energetica del Politecnico di Torino (Catania et al., 1992-1995 e 1999) (C. Dongiovanni, 1995 e 1997). Le figure 2-5 riportano il confronto tra i risultati sperimentali e quelli teorici in termini di pressioni nella camera di pompaggio della pompa (pc), di pressione nel condotto di mandata in prossimità della pompa (ppd) e dell’iniettore (ppi) in funzione dell’angolo di rotazione dell’albero della pompa (ϑ-ϑ0),

n = 1500 giri/min. – Fluido: GasolioPosizione B

n = 1500 giri/min. – Fluido: AdditivoPosizione B

a – pressione nella camera di pompaggio a – pressione nella camera di pompaggio

b – pressione nel condotto lato pompa b – pressione nel condotto lato pompa

c – pressione nel condotto lato iniettore c – pressione nel condotto lato iniettore Fig. 4 – Risultati numerici e sperimentali Fig. 5 – Risultati numerici e sperimentali


posto ϑ0 come angolo di riferimento. I risultati sperimentali, raffigurati mediante simboli circolari, rappresentano l’andamento medio delle pressioni in una successione di 20 cicli di iniezione. Quelli teorici, in linea continua, sono il risultato di un singolo ciclo di iniezione calcolato imponendo come pressione residua nei condotti, intendendo con pressione residua la pressione presente all’inizio del ciclo di iniezione, quella desunta esaminando i tracciati sperimentali. La figura 2 riporta il confronto relativo al sistema di iniezione alimentato con gasolio per autotrazione, alla velocità di rotazione della pompa di 500 giri/min. e posizione A dell’organo di regolazione della pompa. La figura 3 si riferisce alla velocità di rotazione della pompa di 1000 giri/min., posizione C dell’organo di regolazione e fluido di prova l’additivo di processo. Le figure 4 e 5, infine, riportano il confronto alla velocità di rotazione della pompa di 1500 giri/min., posizione B dell’organo di regolazione e fluidi di prova gasolio per autotrazione (figura 4) ed additivo (figura 5). Tutte queste figure evidenziano un sostanziale accordo tra i risultati sperimentali e quelli teorici, per entrambi i fluidi considerati e per le varie condizioni di carico considerate, verificando ulteriormente la validità del modello di sistema di iniezione elaborato. Le figure 4 e 5 evidenziano come le pressioni nel sistema di iniezione siano sostanzialmente più elevate in presenza dell’additivo, mentre la distanza temporale tra i picchi di pressione, espressa in termini di angolo di rotazione (ϑ-ϑ0) dell’albero della pompa, sia circa la stessa (figure 4b-5b e 4c-5c). Questo indica come i due fluidi impiegati presentino praticamente la stessa velocità di propagazione delle piccole perturbazioni (approssimativamente 1150 m/s nelle condizioni considerate), ma l’additivo presenta una densità ed un modulo elastico superiori del 20% alle rispettive proprietà del gasolio. La figura 6 riporta il confronto tra i risultati sperimentali e quelli teorici in termini di portata media iniettata Q al variare della velocità di rotazione n della pompa. E’ evidente come l’accordo tra i risultati sperimentali e quelli teorici sia soddisfacente, alle velocità della pompa di 1000 e 1500 giri/min. dove la differenza è contenuta nell’intervallo del ±5%. Alla velocità di rotazione più bassa, 500 giri/min., le differenze tra portate iniettate teoriche e sperimentali sono, in termini percentuali, più evidenti. Assumendo come punto di partenza il sistema di iniezione studiato sperimentalmente e teoricamente, è stata eseguita una dettagliata analisi parametrica con lo scopo di individuare le criticità ed i parametri di progetto più importanti per l’applicazione del sistema in esame in un impianto di dimensioni reali. L’analisi è stata condotta considerando come fluido di lavoro nel sistema di iniezione l’additivo di processo. I risultati teorici di seguito riportati sono il frutto di un calcolo multiciclo, successione di circa 100 cicli di iniezione, in corrispondenza del funzionamento a regime del sistema di iniezione. 4.1. Lunghezza del condotto di mandata Al fine di separare fisicamente i componenti azionati elettricamente dalla zona di iniezione e tenendo conto degli sviluppi reali degli impianti di produzione, è stata considerata l’eventualità che i condotti di mandata avessero lunghezze di 20, 30 e 40 m. I calcoli sono stati effettuati considerando condotti in pressione di diametro interno pari a 2.7 mm e spessore di parete di 1.4 mm. Le simulazioni sono state condotte alle velocità di rotazione della pompa di 500, 750, 1000, 1500 e 2000 giri/min., imponendo una corsa utile del pompante pari ad 1 mm. La figura 7 riporta i valori calcolati della portata media Q dell’additivo (figura 7a), del volume di liquido iniettato al ciclo V (figura 7b) e della pressione residua pr nel condotto di mandata (figura 7c), in funzione del regime di rotazione della pompa. La figura 7a evidenzia come il legame tra la massa di liquido iniettata nell’unità di tempo e la velocità di rotazione della pompa, nel caso di condotti di mandata di lunghezza pari a 30 e 40 m, presenti un massimo nel

Fig. 6 – Portate volumetriche iniettate teoriche e

sperimentali


campo dei bassi regimi di rotazione della pompa. Allo stesso tempo, le figure 7b e 7c evidenziano come, a parità di lunghezza dei condotti di mandata, il volume di fluido iniettato ad ogni ciclo e la pressione residua nei condotti di mandata decrescano con l’aumentare della velocità di rotazione della pompa tra i 750 e i 2000 giri/min. La progressiva diminuzione della pressione residua nei condotti con l’aumento della velocità di rotazione della pompa (figura 7c) si può spiegare osservando che la pressione di apertura dell’iniettore viene raggiunta sovrapponendo l’onda di sovrapressione, componente dinamica, alla pressione residua nei condotti di mandata, componente statica. Essendo la pressione di apertura dell’iniettore determinata dalla pressione statica di apertura dell’iniettore, imposta mediante taratura dell’iniettore stesso, la pressione residua nei condotti di mandata decresce al crescere degli effetti dinamici, cioè della velocità di rotazione della pompa. L’onda di sovrapressione che si genera nel sistema di iniezione dipende essenzialmente dalla corsa utile e dalla velocità di rotazione della pompa. Questo si verifica perché il tempo di percorrenza dell’onda nei lunghi condotti di mandata è decisamente superiore al tempo necessario alla pompa per effettuare l’azione di compressione. Tale fenomeno è già evidente con condotti di mandata della lunghezza di circa 2.8 m, come evidenziato nelle figure 2-5. In definitiva, l’entità dell’onda di sovrapressione è indipendente dalla pressione residua nei condotti di mandata alla quale essa si sovrappone. Segue che al crescere della pressione residua nel condotto, la pressione all’iniettore permane a valori superiori di quello di apertura dell’iniettore per intervalli di tempo più lunghi. Questo comporta un aumento del volume di liquido iniettato al ciclo al diminuire della velocità di rotazione della pompa (figura 7b). Quanto appena descritto viene disatteso passando

dalla velocità di rotazione della pompa di 750 giri/min. a 500 giri/min. (figura 7) in quanto gli effetti dinamici a questi regimi sono di piccola entità. Questo comporta che la pressione residua in queste due condizioni di lavoro (figura 7c) raggiunge praticamente il valore massimo consentito, imposto dalla pressione statica di apertura degli iniettori pari a 20 MPa nel caso esaminato. La figura 7a mette anche in evidenza come all’aumentare della lunghezza dei condotti di mandata corrisponda una diminuzione della portata iniettata. Questo è dovuto essenzialmente ai fenomeni dissipativi che, aumentando proporzionalmente alla lunghezza del condotto di mandata, attenuano l’onda di sovrapressione. Dalle simulazioni effettuate si è osservato inoltre che in presenza delle più elevate pressioni residue si presentano frequentemente piccole iniezioni secondarie. In ultimo, è importante osservare che l’elevata pressione residua nel condotto di mandata elimina l’insorgere di fenomeni di cavitazione lungo la linea in pressione durante l’intero ciclo di iniezione.

a – portata iniettata

b – volume iniettato al ciclo

c – pressione residua Fig. 7 – Lunghezza del condotto di mandata


Questo dovrebbe consentire una buona ripetibilità ciclica (Catania et al., 1994 e 1999) del funzionamento del sistema di iniezione ed una lunga vita operativa al sistema stesso. 4.2. Diametro interno del condotto di mandata Al fine di valutare l’influenza del diametro interno dei condotti di mandata, sono stati esaminati due sistemi di iniezione aventi condotti di diametro interno di 2.7 o 2 mm, spessore di parete pari a 1.4 mm e lunghezza pari a 20 m. Le simulazioni sono state condotte alle velocità di rotazione della pompa di 500, 750, 1000, 1500 e 2000 giri/min., imponendo al pompante una corsa utile di 1 mm. La figura 8 riassume i risultati teorici ottenuti in termini di portata media iniettata Q (figura 8a), volume iniettato al ciclo V (figura 8b) e di pressione residua pr nel condotto di mandata (figura 8c) in funzione del regime di rotazione della pompa. Questa figura evidenzia come il comportamento qualitativo del sistema di iniezione, al variare del regime di rotazione della pompa, non sia sostanzialmente alterato dal diametro interno del condotto di mandata. L’aumento degli effetti dissipativi in conseguenza della minor sezione del condotto attenuano l’onda di sovrapressione che raggiunge l’iniettore. Segue quindi una più elevata pressione residua nei condotti di mandata (figura 8c) ed un minore volume di fluido iniettato al ciclo (figura 8b). 4.3. Corsa utile del pompante La corsa utile del pompante è, in campo automobilistico, il parametro tramite il quale si esegue il controllo e la regolazione del sistema di iniezione. E’ parso quindi interessante analizzare come questo parametro influisca sul funzionamento del sistema di iniezione una volta che quest’ultimo venga allestito secondo una configurazione caratterizzata da lunghi condotti di mandata. Sono stati quindi considerati i sistemi di iniezione con condotti di mandata di lunghezza 20 o 40 m, diametro interno di 2.7 mm, ai regimi di rotazione di 750, 1500 e 2000 giri/min. Sono state quindi considerate le corse utili del pompante di 0.7, 1, 1.5 e 2 mm. La figura 9 evidenzia gli andamenti della portata media iniettata Q (figura 9a), del volume di fluido iniettato al ciclo V (figura 9b) e della pressione residua pr (figura 9c) in funzione della corsa utile cu del pompante, per ogni velocità di rotazione della pompa considerata. Le figure 9a e 9b indicano una crescita proporzionale della portata media iniettata e del volume iniettato al ciclo con la corsa utile del pompante. La pressione residua nel condotto di mandata (figura 9c) aumenta con l’aumentare della corsa utile ed il diminuire del regime di rotazione della pompa, sino ad un valore massimo di circa 18 MPa (per una pressione statica di apertura dell’iniettore di 20 MPa). Le condizioni di lavoro del sistema di iniezione con pressione residua nei condotti di mandata prossima al valore massimo, determinato dalla pressione di apertura statica dell’iniettore, sono caratterizzate da frequenti aperture secondarie dell’iniettore.



c – pressione residua Fig. 8 – Diametro del condotto di mandata


Alla luce di questi risultati è possibile affermare che le portate di additivo richieste nel processo produttivo in esame (40÷70 g/min.) sono ampiamente ottenibili con il sistema di iniezione automobilistico studiato, anche in presenza di lunghi condotti di mandata. Inoltre la corsa utile del pompante, anche in questa applicazione, risulta essere il parametro di funzionamento su cui conviene intervenire per effettuare la regolazione della portata di additivo iniettata ed il controllo del sistema di iniezione stesso. 4.4. Pressione statica di apertura dell’iniettore Sono stati considerati iniettori aventi pressioni di apertura statica di 20, 30, 34 e 40 MPa, abbinati al sistema di iniezione con condotto di mandata di 20 m (diametro interno 2.7 mm), imponendo al pompante una corsa utile di 1 mm ed ai regimi di rotazione della pompa di 750, 1500 e 2000 giri/min. La figura 10 riporta l’andamento teorico della portata media di liquido iniettata Q (figura 10a), del

a – portata iniettata a – portata iniettata

b – volume iniettato al ciclo b – volume iniettato al ciclo

c – pressione residua c – pressione residua Fig. 9 – Corsa utile del pompante Fig. 10 – Pressione statica apertura iniettori


b – pressione residua

c – pressione di iniezione Fig. 11 – Sezione geometrica efflusso

polverizzatori


volume di fluido iniettato al ciclo V (figura 10b) e della pressione residua nel condotto di mandata pr (figura 10c), al variare della pressione statica di apertura dell’iniettore p0, e per i diversi regimi di rotazione della pompa considerati. Questa figura evidenzia la dipendenza lineare della quantità di fluido iniettata, sia nell’unità di tempo sia in un singolo ciclo di iniezione, e della pressione residua nel condotto di mandata dalla pressione statica di apertura dell’iniettore. Le figure 10a e 10b evidenziano anche l’esistenza di un valore limite della pressione statica di apertura dell’iniettore, caratteristico per ogni regime di rotazione della pompa e per la data corsa utile del pompante, oltre al quale il polverizzatore non si apre. Tale valore limite decresce all’aumentare del regime di rotazione della pompa. 4.5. Sezione di efflusso del polverizzatore L’effetto indotto dalla sezione di efflusso del polverizzatore è stato esaminato simulando la variazione del numero di fori del polverizzatore, a diametro costante. In pratica, è stato analizzato il comportamento del sistema di iniezione con condotto di mandata di 20 m e diametro interno di 2.7 mm, accoppiato ad iniettori con polverizzatori ad 8, 6 e 4 fori di diametro 0.30 mm, corrispondenti, rispettivamente, a sezioni geometriche di efflusso di 0.565, 0.424 e 0.283 mm2. Le condizioni di funzionamento studiate prevedevano una corsa utile del pompante di 1 mm e velocità di rotazione della pompa di 750, 1500 e 2000 giri/min. La figura 11 riportata gli andamenti della portata media di fluido iniettata Q (figura 11a), della pressione residua nel condotto di mandata pr (figura 11b) e della pressione di iniezione pn (figura 11c), cioè della pressione nel pozzetto del polverizzatore, in funzione della sezione geometrica di efflusso Af, per i tre diversi regimi di rotazione considerati. Tale figura evidenzia come la portata media iniettata e la pressione residua nel condotto di mandata non siano influenzati dalla variazione della sezione di efflusso del polverizzatore. La figura 11c, infine, indica come maggiori pressioni di iniezione, e quindi più fini atomizzazioni e maggiori penetrazioni dello spray (A. H. Lefebvre, 1989), possano essere ottenute riducendo la sezione globale di efflusso del polverizzatore. 4.6. Valvole di mandata Al fine di esaminare l’influenza che le valvole di mandata hanno sul sistema di iniezione utilizzato, sono stati considerati 5 sistemi di iniezione, con condotti di mandata di lunghezza pari a 20 m e diametro interno di 2.7 mm, diversi per le caratteristiche delle valvole di mandata con cui era stata allestita la pompa. In particolare, oltre alla valvola di mandata con volume di distensione pari a 2 mm3, sono state considerate: una valvola con volume di distensione di 40 mm3, una valvola di riflusso, una valvola priva di volume di distensione e di luce di riflusso ed una valvola a pressione costante (Catania et al., 1999). L’otturatore della valvola di riflusso presenta una piccola fresatura sulla superficie di tenuta (Catania et al., 1994) che consente un collegamento fluidodinamico tra il condotto di mandata e l’interno della pompa, anche quando l’otturatore è a contatto con la sede. Nel caso esaminato la valvola aveva una luce di riflusso pari a 0.308 mm2. La valvola di mandata a pressione costante è composta da due corpi (Catania et al., 1999). Il principale, che consente il passaggio del fluido dal corpo della pompa verso il condotto di mandata, presenta un foro assiale la cui apertura è controllata da un piccolo otturatore sferico che, unitamente ad una molla, realizza una valvola detta di ritorno. La valvola di ritorno consente il collegamento fluidodinamico tra l’ambiente di mandata e quello interno alla pompa anche quando l’otturatore principale si appoggia sulla propria sede, a condizione che la differenza tra la pressione nel primo ambiente e quella nel secondo sia superiore alla pressione statica di apertura della valvola di ritorno. Nelle simulazioni è stata considerata una valvola di mandata con valvola di ritorno con pressione statica di apertura di 6 MPa.


Il funzionamento dei sistemi di iniezione allestiti con le valvole di mandata appena descritte è stato analizzato ai regimi di rotazione della pompa di 500, 750, 1000, 1500 e 2000 giri/min., con una corsa utile del pompante di 1 mm. La figura 12 riporta la portata media dell’additivo iniettata Q (figura 12a), il volume di fluido iniettato al ciclo V (figura 12b) e la pressione residua nel condotto di mandata pr (figura 12c), al variare del regime di rotazione della pompa, per i vari sistemi di iniezione considerati. Da questa figura si evince come la tipologia costruttiva della valvola di mandata influenzi profondamente il comportamento del sistema di iniezione anche quando questo è dotato di lunghi condotti di mandata. Le valvole di mandata con volume di distensione di 2 mm3, allestimento (a), e 40 mm3, allestimento (b), inducono nel sistema di iniezione comportamenti diversi. In presenza delle valvole (b) si nota una significativa indipendenza del volume di fluido iniettato al ciclo (figura 12b) per velocità di rotazione della pompa superiori ai 750 giri/min. Questo comporta, ovviamente, una crescita proporzionale della portata media di fluido iniettata con la velocità di rotazione della pompa, che, però, è sempre inferiore a quella ottenuta con l’allestimento (a). Inoltre la figura 12c evidenzia come la valvola con volume di distensione di 40 mm3 induca nel sistema di iniezione pressioni residue nel condotto di mandata decisamente inferiori a quelle indotte dalla valvola con volume di distensione di 2 mm3. Si può quindi dedurre che, in sede di progetto, la scelta del volume di distensione della valvola di mandata, da effettuarsi in base alla portata media di additivo desiderata ed alla configurazione del sistema di iniezione, può consentire l’imposizione di una pressione residua nei condotti di mandata relativamente bassa al fine di evitare iniezione secondarie. L’impiego delle valvole di mandata a riflusso con luce pari a 0.308 mm2, allestimento (c), comporta funzionamenti del sistema di iniezione radicalmente differenti da quelli ottenuti impiegando valvole senza luce di riflusso e collarino, allestimento (d). La presenza della luce di riflusso, consentendo sempre un deflusso del fluido dal condotto di mandata verso l’interno della pompa, porta ad avere basse pressioni residue ad ogni regime di rotazione della pompa (figura 12c). Questo non consente l’apertura dello spillo dell’iniettore alle basse velocità di rotazione, ma, soprattutto, comporta la presenza di intensi fenomeni di cavitazione che pregiudicano le prestazioni ed il funzionamento del sistema di iniezione. Al contrario, la valvola priva di volume di distensione e luce di riflusso (d) porta ad avere alte portate medie iniettate (figura 12a) accompagnate da intense iniezioni secondarie dovute alle elevate pressioni residue nel condotto di mandata (figura 12c). Il comportamento radicalmente opposto che le due



c – pressione residua Fig. 12 – Valvole di mandata:

(a) – con collarino (2 mm3); (b) – con collarino (40 mm3); (c) – con luce di riflusso (0.308 mm2); (d) – senza luce di riflusso e collarino; (e) – a pressione costante (6 MPa)


valvole (c) e (d) impongono al sistema di iniezione indica che un opportuno dimensionamento della luce di riflusso possa condurre ad un buon funzionamento del sistema di iniezione anche nell’applicazione indagata nella presente memoria. L’estrema sensibilità mostrata dal sistema di iniezione all’entità di tale luce, d’altro canto, indica che la ricerca del suo valore ottimale potrebbe, però, non essere affatto immediata. La valvola a pressione costante, allestimento (e), grazie alla presenza della valvola di ritorno, consente di stabilizzare la pressione nel condotto di mandata al valore imposto dalla pressione statica di apertura della valvola di ritorno stessa (6 MPa, figura 12c). Segue che l’aumento del volume di fluido iniettato al ciclo conseguente all’aumento della velocità di rotazione della pompa dipende unicamente dall’amplificarsi dell’onda di sovrapressione dinamica generata dal moto del pompante della pompa. Il comportamento del sistema di iniezione con questo tipo di valvola appare essere quindi soddisfacente per l’applicazione in un impianto industriale. CONCLUSIONI Nell’ambito di un processo produttivo, al fine di migliorare la fase di miscelazione tra un additivo liquido ed una sostanza in forma polverulenta, è stata presa in considerazione la possibilità di adottare un sistema di iniezione automobilistico ad alte pressioni per l’iniezione del liquido additivo nel flusso continuo della sostanza base. E’ stato sottoposto ad analisi sperimentale un sistema di iniezione di derivazione automobilistica in cui gli originali condotti di mandata sono stati sostituti con condotti aventi una lunghezza di circa 2.8 m. Il sistema di iniezione è stato installato in un ambiente termostatico per garantire la costanza delle proprietà fisiche dell’additivo ed è stata effettuata una serie di prove, a diversi regimi di rotazione e condizioni di carico della pompa, utilizzando come fluidi di lavoro del gasolio per autotrazione e l’additivo stesso. Durante queste prove sono stati rilevati gli andamenti temporali della pressione nella camera di pompaggio della pompa ed alle estremità del condotto di mandata, contemporaneamente alla portata media iniettata. Un originale modello numerico di sistemi di iniezione è stato utilizzato per simulare il comportamento dell’apparato di iniezione sottoposto ad analisi sperimentale. I risultati teorici ottenuti si sono mostrati in buon accordo con quelli sperimentali. Il modello di sistema di iniezione è stato quindi impiegato per un’estesa analisi parametrica al fine di definire la configurazione ottimale del sistema di iniezione per una sua applicazione quale sistema di dosaggio di liquidi, anche qual ora i condotti di mandata abbiano sviluppo lineare di decine di metri. Dalle analisi effettuate è stato innanzitutto evidenziato che il sistema di iniezione considerato può essere utilizzato per tale applicazione sotto opportune condizioni. In particolare, è consigliabile l’utilizzo di valvole di mandata con collarino, dotate cioè di volume di distensione, oppure di valvole di mandata a pressione costante. Allo stesso tempo le valvole con luce di riflusso non appaiono indicate per l’applicazione in oggetto. E’ stato dimostrato come l’ampia lunghezza dei condotti di mandata non pregiudichi il funzionamento del sistema di iniezione, ma, in presenza delle valvole con volume di distensione, imponga pressioni residue nel condotto di mandata piuttosto elevate. L’alta pressione residua permette di eliminare i fenomeni di cavitazione nel sistema di iniezione, ma deve essere mantenuta a valori relativamente lontani dalla pressione statica di apertura dell’iniettore se si desiderano evitare le riaperture secondarie dell’iniettore. Sono stati considerati condotti di mandata di lunghezze molto diverse (20, 30 e 40 m) ed è stato evidenziato come l’aumento della lunghezza riduca, a parità di velocità di rotazione e di posizione dell’organo di regolazione della pompa, la portata di fluido iniettata. Il diametro interno del condotto di mandata ha effetto sulla portata di fluido iniettata, ma non altera la legge di dipendenza tra la portata e la velocità di rotazione della pompa. L’aumento della pressione statica di apertura dell’iniettore riduce la portata iniettata dall’iniettore a parità di ogni altra condizione. La sezione di efflusso del polverizzatore, invece, è un parametro interessante al fine di variare la qualità dello spray. Infatti al suo variare non si hanno apprezzabili effetti sulla portata iniettata, ma la pressione di iniezione, cioè la pressione immediatamente a monte dei fori del polverizzatore, risulta essere inversamente proporzionale alla pressione statica di apertura. Infine, la corsa utile del pompante è il parametro di funzionamento su cui intervenire per effettuare la regolazione della portata di liquido iniettato ed il controllo del sistema di iniezione stesso, anche nella applicazione analizzata. Si osserva inoltre che la scelta delle caratteristiche geometriche e di funziona-mento ottimali del sistema di iniezione sono fortemente condizionate dalla velocità di rotazione della


pompa e pertanto, una volta definita quest’ultima, è bene mantenerla il più possibile costante. Bibliografia A.E Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, E. Spessa, F. Lovisolo. Study of Unsteady Flow Phenomena in an Automotive Diesel Injection System. Atti del 25° Congresso FISITA. 1, 124-137. International Academic Publishers, 1994 A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, C. Negri, E. Spessa. Simulation and Experimental Analysis of Diesel Fuel-Injection System with a Double-Stage Injector. ASME Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. 121, 186-196, ASME, 1999. A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, C. Negri, E. Spessa. Speed Governor Numerical Model and Part-Load Analysis of a Diesel Distributor Injection Pump under Control, ATA Automotive Engineering. 50, 24-34. Torino, ATA, 1997. A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, C. Negri, E. Spessa. Study of Automotive Diesel Injection-System Dynamics Under Control, SAE Paper No. 962020, 1996. A.E Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica. Implicit Numerical Model of a High-Pressure Injection System. ASME Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 114, 534-543, ASME, 1992. A.E Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, M. Badami, F. Lovisolo, Numerical Analysis Versus Experimental Investigation of a Distributor-Type Diesel Fuel-Injection System. ASME Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. 116, 814-830, ASME, 1994. A.E Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica. Sulla simulazione numerica di apparati di iniezione ad alte pressioni. ATA Automotive Engineering. 46, 338-354, Torino, ATA, 1993. A.E Catania, C. Dongiovanni, C. Negri, E. Spessa. Modelli per la simulazione numerica di apparati di iniezione automobilistici ad alte pressioni nel funzionamento a regime ed in fase di regolazione. Atti del 50° Congresso Nazionale ATI, 2, 1301-1313, SGEditoriali, 1995. A.E Catania, C. Dongiovanni, E. Spessa. Delivery-Valve Effects on the Performance of an Automotive Diesel Fuel-Injection System. SAE SP-1415 - Technology for Diesel Fuel Injection and Sprays, 301-316, SAE, 1999. A.H. Lefebvre. Atomization and sprays. Philadelphia, Taylor & Francis, 1989 C. Dongiovanni. Influence of Oil Thermodynamic Properties on the Simulation of a High-Pressure Injection System by means of a Refined Second-Order Accurate Implicit Algorithm. ATA Automotive Engineering. 10, 530-541. Torino, ATA, 1997. C. Dongiovanni. Influenza della modellizzazione del polverizzatore sulla simulazione numerica di apparati di iniezione per motori diesel automobilistici. Presentato al 50° Congresso Nazionale ATI, Rapporto PT DE 402/MA, 1995. J.B. Heywood. Internal combustion engine fundamentals. New York, McGraw- Hill, 1989 R. Bosch. Bosch technical instruction booklets - Diesel fuel-injection: an overview. Stuttgart. Bosch. 1996 R. Bosch. Bosch technical instruction booklets - Diesel distributor fuel-injection pumps. Stuttgart. Bosch. 1994 R. Bosch. Distributor-Type Fuel Injection Pump Type VE - Technical Description D 5/2. Bosch Automotive Equipment Division K5, 1981.

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