Janvier 2013 - Etude échappement accordé et Circuit de refroidissement partie 3.

3 Janvier:
 D'abord bonne année à tous de la part de toute l'équipe SPEEDJOJO.
 Nous n'avons pas trop communiqué ces derniers jours et ce n'est pas à cause des fêtes mais plutôt des résultats surprenants que l'on a pour l'instant avec notre nouveau pot. Alors plutôt que de dire tout de suite des conneries on préfère les dire plus tard (je plaisante).

 Tachons de faire le point:
 Nous avons fait un aller/retour Gap il y a peu de temps dans de bonnes conditions pour faire des mesures de taux de montée et de vitesse de croisière. Toutes les considérations suivantes s'entendent avec le même calage hélice (2,8 sur le vernier) et le même moteur, seul le pot est différent.
 Nous avons constaté dans un premier temps qu'il semblerait que nous ayons gagné 40 tpm au point fixe, mais cela reste à confirmer.
 Nous n'avons pas constaté de différences significatives pour le taux de montée.
 En croisière, avec le régime de 2750 tpm, nous avons perdu 3 kt, ce qui n'est pas étonnant dans la mesure ou le régime est le même, seule la dégradation de l'aérodynamique à cause du silencieux est responsable de cela. Le carénage de ce silencieux est donc absolument nécessaire.

  Hier, pour confirmer ces mesures, nous avons décidé de démonter le silencieux pour voler avec uniquement le pot accordé en échappement libre.
 Tel ne fut pas notre surprise en constatant que nous avions perdu 90 tours au point fixe par rapport à notre essai avec silencieux! et je ne vous parle même pas du bruit nettement plus important.
 Après moult grattage de tête et vérification des magnétos nous avons décollé pour faire nos mesures de vario et de vitesse.
 En montée, sensiblement le même vario malgré 40 tours de moins, on imagine que la baisse de puissance est compensée par une meilleure aérodynamique. En croisière à 2750 tpm, nous retrouvons nos 126 kt de TAS dans les basses couches et 125 kt à 8000 ft.

 Pour comprendre ce qu'il se passe, nous allons faire un restricteur réglable pour mettre en sortie du 4 en 1, car on soupçonne que le diamètre de sortie de la ligne d'échappement influence le fonctionnement du moteur. La sortie du silencieux est en 50 alors qu'elle passe à 60 sans le silencieux. Par ailleurs, les anciens pots Delemontez sortent eux en 40 mais ne drainent que 2 cylindres chacun.
 Notre restricteur en tôle d'acier de 8/10 pourra se régler de 40 à 50 de diamètre pour faire nos mesures de régime au point fixe (pas besoin de voler). On voudrait donc balayer différents diamètres de sortie et les corréler à un régime de point fixe. Après on verra.
 La longueur de la ligne d'échappement est également importante, c'est d'ailleurs comme cela que l'on accorde le pot. J'ai lu aujourd'hui un sujet de TIPE d'un élève de prépa http://314rtipe2006.canalblog.com/
qui explique cela très bien avec des manipes sur une moto. L'idée générale, c'est de s'arranger pour que l'onde de pression qui parcoure la ligne d'échappement après l'ouverture de la soupape d'échappement revienne en onde de dépression sur la soupape au moment du croisement des soupapes (le moment très court où les 2 soupapes admission et échappement sont ouvertes) pour augmenter l'aspiration et le remplissage du cylindre avec le mélange.L'onde se propage à la vitesse du son, qui dépend de la température, et on comprend qu'à un régime moteur choisi correspond une longueur de tuyau.

10 Janvier:

Nous poursuivons nos essais et nos mesures. Nous avons réalisé que comme c'était le même diamètre, nous pouvions monter directement le coude de sortie du silencieux sur la sortie du 4 en 1. Ce fut fait ce matin.
 Nous attendons quelques essais complémentaires pour publier nos résultats.

 Par ailleurs nous avons fait un vol pour vérifier le comportement de l'avion au décrochage avec les nouveaux Karman de voilure et aussi avec le dernier cran de volet ajouté cet été, celui qui sert à augmenter la trainée en approche forte pente. De ce point de vue là c'était d'ailleurs un vrai succès.
 Il ne fait plus de doute maintenant que les Karman ne nous ont pas donné "des" kt en plus. Par contre, d'après nos mesures de ce matin il semblerait que la vitesse de décrochage soit plus basse d'environ 3 à 6 km/h (dépendant du braquage volet), et il me semble également que le comportement est meilleur, le décrochage est notamment moins sec avec volets sortis. Toujours aussi peu de buffeting annonciateur, caractéristique des profils 23012 me semble-t-il. Décrochage parfaitement symétrique en toutes configurations et moteur au ralenti avec une abattée classique facilement récupérable avec une perte de 200/300 ft d'altitude.
 Il faut bien sûr confirmer ces résultats avec le gps sur des trajectoires aller/retour (pour connaitre le vent) car il est possible que les Karman aient une influence sur les statiques, ce qui modifierait la vitesse indiquée et nous donnerait une fausse amélioration!
 Quelques essais points fixes sont prévus Samedi...

14 Janvier:
 Ce matin nous avons remonté le silencieux Chabord  pour un ultime point fixe.
 Tout d'abord, compte tenu de la précision de mesure souhaitée, il a bien fallu se rendre à l'évidence qu'il y avait de la dispersion dans les valeurs mesurées et ceci pour plusieurs raisons. Tout d'abord, le réglage de la richesse en point fixe au niveau de la mer nous donne des tours en plus. Donc il a fallu reprendre d'anciennes mesures où l'on ne savait plus trop comment c'était mixturé. Par ailleurs, nous avons pu corréler l'influence d'une simple brise sur le régime de point fixe. Il a donc fallu attendre parfois que le vent se calme.

 Résultats:
 Je vous avais parlé plus haut de l'influence supposé du restricteur en sortie d'échappement. Il n'en est rien, car les mesures faites sans le silencieux avec et sans restricteur donnent exactement les mêmes résultats (effectuées à quelques minutes d'intervalle).
 Par contre, la longueur de la ligne a une influence manifeste, puisque la présence du silencieux nous fait gagner 80 tours par rapport à l'échappement libre.
 Enfin, si l'on compare avec les mesures faites avec les pots Delemontez, nous avons gagné 30 tours.

 Les valeurs sont les suivantes avec hélice Ratier 2446 réglée à 2,8
échappement Delemontez: 2350 tpm PR (plein riche)
échappement Chabord sans silencieux: 2300 PR/2340 MIX (mixturé)
échappement Chabord complet:2380 PR/2410 MIX

Conclusion:
Le pot Chabord complet nous donne un peu de puissance supplémentaire et nous avons pu mettre en évidence l'influence de la longueur de la ligne d'échappement sur cette puissance.
On peut donc en conclure que l'avion doit décoller un peu plus court.

Autres résultats:
 Je rappelle que le silencieux augmente la trainée d'ensemble et nous avons pu mesurer une diminution de vitesse de croisière rapide de 3 kt à régime constant.
 Nous n'avons pas pu avec précision mesurer la consommation à cause d'une encore trop grande instabilité de notre fuel-flow (problème qu'il va falloir traiter une bonne fois).

La suite du programme:
 Avec le père, on a cette maladie, on aime bien comprendre et essayer d'aller un peu plus loin. Comme on a vu l'influence de la longueur de l'échappement, on se pose légitimement la question de savoir si on peut pas gratter quelque chose la-dessus. On a prévu d'acheter du tuyau en inox pour fabriquer une espèce de trombone à coulisse que l'on mettra en lieu et place du silencieux pour trouver la longueur qui donne le régime maxi.











 Je réfléchis aussi à ce que devra être le futur carénage du silencieux pour l'intégrer au mieux à coté de la sortie d'air de refroidissement.











14 Janvier:
 Jean Paul, un fan du blog, nous a envoyé ce lien d'un article (américain) qui explique comment fabriquer son pot accordé, et les avantages que l'on peut en tirer. L'article s'appelle "silent exhaust on a Jodel".

Mes commentaires sur l'article:
  Il y a un passage pas très clair sur la longueur des pipes pour le passage de 2 en 1 puis en 1. On ne sait pas trop si la longueur qu'il calcule est celle qui va jusqu'au premier raccord ou celle qui va jusqu'au deuxième, puisqu'il donne des indications sur ledit raccord qui doit être bien "sharp" pour avoir une bonne réflexion (fig B), mais sur la figure A on voit 2 raccords. Bon, logiquement, puisqu'il parle de gagner du poids et de la longueur de tuyau, je suppose que la longueur calculée s'entend jusqu'au deuxième raccord où on devra trouver une brusque variation de section. Il dit plus loin que la longueur du silencieux a ensuite peu d'importance.

 Si l'on essaye de placer tout cela en perspective avec nos propres expériences sur notre pot 4 en 1, nous avons constaté que la longueur de la ligne complète, avec le silencieux, était importante (80 tours d'écart). Ce qui veut dire que c'est l'onde réfléchie en sortie de silencieux qui est utile dans notre cas. On doit remarquer d'ailleurs que le raccord 4 en 1 est une belle pièce de chaudronnerie réalisée de manière à ce que les gaz rencontrent une variation de section la plus smooth possible, sans doute pour limiter les réflexions à cet endroit qui n'est pas assez loin de la soupape d'échappement pour obtenir l'effet voulu. Dans cette optique, le 4 en 1 n'est là que pour que les 4 cylindres "voient" la même sortie et que le réglage de la longueur totale convienne aux 4 cylindres en même temps.

 Si l'on examine ensuite l'explication de l'accord moteur, je suis un peu perplexe car certains parlent d'un retour d'onde au moment du croisement des soupapes pour améliorer le volume d'admission, d'autres comme ici, au moment de l'ouverture de la soupape d'échappement pour aider les gaz à sortir.
 C'est d'ailleurs pas très logique, puisque les gaz appuient encore sur le cylindre qui descend, il vaudrait mieux aider les gaz à sortir au moment où le cylindre remonte ? De plus, pour que l'onde revienne à nouveau au moment de l'ouverture de la soupape d'échappement, cela prend 2 tours moteurs, à moins que les cylindres "s'alimentent en ondes de dépression 2 à 2 ce qui est possible avec l'architecture présentée et une réflexion au deuxième raccord. Dans ce cas, cela ne prend qu'un tour, mais on dépasse largement les 2 mètres de tuyau! Donc je ne crois guère à cette dernière explication, ce qui ne veut pas dire que la formule ne marche pas, car pondue par une personne différente...

  Donc, la formule magique nous est donnée, vraisemblablement validée par l'expérience, elle fait forcément une approximation sur la température des gaz qui, comme vous le savez, influence fortement la vitesse du son c = 20xK°^0,5

  Bref, encore une fois, on ne peut se passer de faire des essais, et tant mieux si on comprend!

18 Janvier:
De Papa:

Je replonge dans les tuyaux.
regarde un peu ce site. Y a des infos très pointues concernant le tuning des moteurs F1, et aussi tous ces trucs débiles américains que sont les dragsters et autres.
Y a plein d'autres choses intéressantes sur les moteurs sur ce site.
Donc je digère (enfin, j'essaie!), avec toutefois a l'esprit que notre vocation n’est pas d'attaquer et résoudre tous ces problèmes, mais d'atteindre 135kt et -15kg !
je n'ai pas encore commandé les tubes, mais je vais m'en occuper.
 http://www.epi-eng.com/piston_engine_technology/exhaust_system_technology.htm

De moi:
  Je viens de lire tout ça, très intéressant de plus cela me conforte dans ce que je pensais.
  J'aimerai avoir ton avis sur notre échappement et les hypothèses de travail que tu as (si tu en as).

  J'ai trouvé dans le manuel O-200 les angles caractéristiques:
IVO (inlet valve open) est à 21° de BTC (before top center)
IVC à 58° de ABC (after bottom center)
EVO (exaust valve open) à 65° de BBC
EVC à 14° de ATC

 
  Si on considère une température moyenne de 500°C, 770°K, on obtient c = 550 m/s = 20x770^0,5
un régime de rotation de 2700 tpm, (45 tps) et l'angle entre EVO et IVO vaut 244° = 180 + 65 - 21
cela prend 13,8 ms
à 550 m/s ça donne une distance de 7,6 m
  Si l'on est sur l'harmonique 2 ça fait une longueur de tuyau de 1,90 m et nous on a 2,44 m = 70 + 74 +100

  Que penses-tu de la réflexion au niveau du 4 en 1 ? inutile?

De Papa:
  Je suis pas encore au point sur tout ça. Mais l'idée que je poursuis est celle d'une adaptation sur la longueur totale. Ensuite, prendre en compte la réflexion du 4 en 1, et l'influence du cylindre adjacent.
 J'ai fait la commande de tube.
 Récapitulatif de votre commande:
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> 1 x "TUBE DROIT 1m INOX DIAMETRE 60mm" (N° d'article: DPPS34): 31,90 €
> 1 x "COUDE 30° INOX DIAMETRE 60mm" (N° d'article: DPPS42): 19,20 €
> 1 x "TUBE DROIT 50cm INOX DIAMETRE 63.5mm" (N° d'article: DPPS27): 22,50 €
> 1 x "PATE DE MONTAGE CUIVRE" (N° d'article: DPPS238): 5,10 €
> 2 x "COLLIER INOX D'ECHAPPEMENT DIAMETRE 60 à 63.5mm" (N° d'article: DPPS15, Prix à l'unité 9,70 €): 19,40 €
> 1 x "VIS BANJO METRIQUE M12X125" (N° d'article: DPBM082): 4,70 €
> 2 x "VIS DE BANJO JIC 3/8X24 ET METRIQUE M10X100 vis banjo moyenne 20mm M10X100" (N° d'article: DPBM035, Prix à l'unité 1,85 €): 3,70 €
> 5 x "JOINT CUIVRE 10mm OU JIC 3/8X24" (N° d'article: DPBM048, Prix à l'unité 0,17 €): 0,85 €
> Somme de tous les articles: 107,35 €
> ==============================================================================
>
>
> Frais de port: 15,00 €
> ----------------------------------------
> Prix total: 122,35 €

19 Janvier:
De moi:
 Petite question que je me pose. Crois-tu qu'au niveau du 4 en 1 il puisse y avoir une réflexion dans les autres tubes quand une soupape d'échappement d'un tube s'ouvre? Il me semble que oui, du moins si on utilise l'analogie des wagons qui se tamponnent :-)
 Dans ce cas, l'angle qui sépare l'ouverture d'une soupape d’échappement de l'ouverture d'une soupape d'admission d'un autre cylindre est de 44° = 65° -21°
 Si l'on retient une température moyenne de 650°C avec c = 600 m/s, alors, avec un régime de rotation de 2700 tpm on obtient une réflexion à 81 cm de la soupape, plus proche des 70 cm qui séparent les flasques du 4 en 1.




 DOSSIER TECHNIQUE 

L'aérodynamique d'un tuyau ou comment fonctionne un circuit de refroidissement. PARTIE 3

5-Transfert de chaleur :

5.1-Modes de transfert :

 Les trois modes de transfert de chaleur sont, la conduction, la convection et le rayonnement. Nous admettrons que le rayonnement ne participe que peu au refroidissement d'un moteur d'avion, même si cette contribution n'est pas nulle.

 Nous admettrons également que la circulation d'air dans le circuit de refroidissement est nécessairement forcée, car compte tenu du flux de chaleur important à évacuer, une convection naturelle serait insuffisante.

 Le mode de transfert, par conduction ou convection, va être directement lié au régime d'écoulement, laminaire ou turbulent, sur les surfaces d'échange du radiateur.

5.1.1-En régime laminaire :

 Lorsque l'écoulement est laminaire et les filets d'air bien parallèles, l'échange de chaleur s'opère par conduction. Les molécules communiquent leur quantité de mouvement (agitation thermique) de proche en proche par collision avec les molécules plus éloignées de la surface d'échange et un gradient thermique s'établit dans la couche limite. Le transfert de chaleur est modéré.

5.1.2-En régime turbulent :

 Quand l'écoulement devient turbulent, le transfert de chaleur s'effectue à une échelle considérablement plus importante, voire macroscopique, car si auparavant, en laminaire, les échanges s'effectuaient pratiquement de molécule à molécule, c'est maintenant par nuages entiers que des molécules réchauffées s'éloignent de la surface d'échange pour se mélanger aux autres. Ce flux de chaleur par transfert de masse dans une direction perpendiculaire au sens de l'écoulement est appelé convection et est beaucoup plus efficace que le transfert de chaleur par la seule conduction.

 Nous verrons que pour le refroidissement de moteurs d'avions légers, que ce soit par radiateurs à eau ou par ailettes, l'écoulement est le plus souvent en régime turbulent, du moins quand l'avion est en vol.

5.2-Autres paramètres influençant le flux de chaleur :

 Le flux de chaleur ou puissance-chaleur est aussi directement proportionnel à l'écart de température entre l'air et la surface à refroidir, ainsi que proportionnel à la surface d'échange.

 Notons également que d'autres paramètres comme la vitesse de l'écoulement, certaines propriétés intrinsèques de l'air, sa masse volumique, l'état de surface, la dimension et les formes du radiateur vont influencer l'importance de l'échange de chaleur, nous allons les détailler plus loin.

5.3-Loi de Newton :

 Cette loi reprend l'ensemble des paramètres qui contribuent à l'échange de chaleur, mais son expression simple masque la réelle difficulté à définir h, le coefficient d'échange qui est le fourre-tout de tous les paramètres difficiles à évaluer. Le grand nombre de facteurs influant sur h explique la difficulté de toute étude théorique et la grande variabilité des valeurs obtenues à partir de formules empiriques. Cela rend leur utilisation difficile voire impossible, sauf dans des domaines très limités et bien déterminés.

5.4-Coefficient d'échange superficiel h :

5.4.1-Généralités :

 Le coefficient h dépend de plusieurs paramètres et une première approche qualitative nous permet d'écrire que l'échange de chaleur est d'autant plus actif (h plus grand) lorsque :

V (m/s) la vitesse est grande,

ρ (kg/m³) la masse volumique est grande,

Cp (J/kg.K°) la chaleur spécifique est grande,

λ (w/m.K°) la conductivité thermique est grande,

υ = μ/ρ (m²/s) la viscosité cinématique est faible,

x (m) le point d'abscisse est faible (pour un régime donné),

h est également influencé par les dimensions, la nature et la forme de la paroi.

Remarque :

Laminaire ou turbulent ?

 Contrairement aux écoulements sur plaques planes où le nombre de Reynolds est calculé en faisant intervenir la distance parcourue depuis le bord d'attaque de la plaque, le nombre de Reynolds en écoulement guidé dans un tube ou entre plaques planes fait intervenir soit le diamètre du tube, soit l'espacement entre les plaques, c'est à dire une dimension perpendiculaire à l'écoulement. La conséquence de cette constatation, c'est que le régime d'écoulement dans un tube ou entre plaques est soit laminaire soit turbulent indépendamment de la longueur.

 J'aime bien l'analogie de la transition laminaire/turbulent avec le flambage (rupture en compression) et en gardant cette représentation en tête on voit bien que si chaque filet d'air est tenu bien droit par un tuyau plus étroit, on éloigne le risque de flambage quand on pousse dessus.

 Le nombre de Reynolds dans un tube vaut Re = V.d/υ. Le Reynolds critique pour un tube est de l'ordre de 2200, c'est à dire que pour un Reynolds plus faible on est en présence d'un écoulement laminaire et pour un Reynolds plus fort, en écoulement turbulent.

 

Et pour nos avions ?

 Le Reynolds dans l'air en conditions standards est égal à 6 10^4 V.d et le Reynolds de transition est de l'ordre de 2200 ce qui correspond à V.d = 0,037 m²/s.

 Les dimensions caractéristiques sont de l'ordre de 5 mm (espacement ailettes de cylindre ou périodicité du nid d'abeille radiateur), donc on est pratiquement toujours en régime turbulent puisque pour d=0,005 on atteint la transition pour V = 7,3 m/s , ce qui semble une valeur bien faible comparée à la vitesse de l'avion, sauf peut être pour un radiateur à eau dont la surface frontale est grande et où le divergent d'alimentation peut réduire fortement la vitesse de passage (Jusqu'à un facteur 10??)

5.4.2-Calcul de h

 Sans entrer dans le détail, h est une fonction directe du nombre de Nusselt Nu, qui caractérise l'échange thermique entre le fluide et la paroi. La relation s'écrit :

Nu = h.d/λ

 Par ailleurs, dans un tube ou entre plaques planes, la formule de Colburn permet de calculer Nu :

Nu = 0,023.Re^0,8.Pr^0,33

avec Re = ρ.V.d/μ pour un tube de diamètre d,

ou Re = ρ.V.2.e/μ entre deux plaques espacées de e.(nombre de Reynolds)

et Pr = μ.Cp/λ (nombre de Prandtl caractérise les propriétés thermiques du fluide)

 Notons que cette formule empirique n'est applicable que si l'on respecte L/d>60 (L longueur du tube) et 10000<Re<120000

pour un gaz, Pr ≈ 0,75, et donc Nu = 0,02.Re^0,8

 Il vient:
 h = 0,02.λ.Re^0,8/d = 0,02.λ.( ρ.V.d/μ)^0,8.d^-1 
    = 0,02. λ.( ρ./μ)^0,8.V^0,8.d^-0,2

 Pour de l'air à 0°C : 0,02. λ.( ρ./μ)^0,8 = 3,64 et h devient :

h = 3,64.V^0,8.d^-0,2

 Il apparaît que si l'on reprend la loi de Newton δQ/dt = h.(Tf-Ts).dS qui permet de calculer le flux de chaleur transmit, le coefficient de transfert h n'est que faiblement influencé par le diamètre du tube (ou l'écartement des plaques dans le cas d'ailettes). A titre d'exemple, si je divise par 10 le diamètre des tubes à surface d'échange égale, h ne sera multiplié que par 1,6.

 Constatons également que l'influence de la vitesse n'est pas tout à fait proportionnelle. Encore à titre d'exemple, si je double la vitesse, h ne sera multiplié que par 1,7.

6-Calcul des pertes de charges :

 Pour calculer la perte de charge régulière le long d'une conduite on utilise la formule suivante quel que soit le régime, laminaire ou turbulent :

∆P = ½.ρ.V².λ.L/D

ou V est la vitesse moyenne de l'écoulement, λ est le coefficient de perte de charge régulière sans dimension (attention, ne pas confondre avec λ, conductivité thermique du chapitre précédent), L la longueur et D le diamètre de la conduite.

 Lorsqu'un écoulement en conduite est laminaire, (Re<2200), λ = 64/Re

 Lorsqu'un écoulement en conduite est turbulent (Re>2200), le profil de vitesse n'est plus parabolique comme c'est le cas en laminaire. Il s'uniformise sur une large section et présente en conséquence un fort gradient près des parois (voir figure 11). Les pertes de charge régulières sont donc essentiellement dues aux frottements visqueux entre les particules fluides près de la paroi. Il en résulte que la rugosité de cette dernière est un paramètre non négligeable.

 Dans ce cadre (turbulent), il n'existe pas de « formule » pour déterminer les coefficients de pertes de charge régulières et on a donc recourt à des abaques construits sur la base de mesures expérimentales. Pour les écoulement en tuyaux, on utilise le « diagramme de Moody » (figure 12).

 

 Dans ce diagramme, on entre sur l'axe des abscisses par le Re choisi, puis on remonte verticalement jusqu'à intercepter la courbe qui correspond à la rugosité relative de la conduite. De ce point d'interception on trace ensuite horizontalement jusqu'à intercepter l'axe des ordonnées, puis on lit la valeur de λ.

Remarques :

-La rugosité relative εr = ε/D , avec ε rugosité absolue, correspond concrètement à la dimension moyenne des aspérités que l'on peut trouver sur la paroi de la conduite.

-Compte tenu de la large gamme de Re possibles, le diagramme de Moody utilise une échelle logarithmique.

-Lorsqu'un écoulement est laminaire (Re<2200), la rugosité ne joue plus aucun rôle et λ = 64/Re , ce qui est représenté par le tracé de la droite de pente négative et caractéristique du régime laminaire dans le diagramme de Moody.

-Rappelons pour mémoire que la perte de charge totale du circuit est égale à la somme algébrique des pertes de charges régulières des différentes longueurs de tuyaux et des pertes de charge singulières de toutes les singularités : ∆P = Σi ½.ρ.Vi².λi.Li/Di + Σj ½.ρ.Vj².Kj

 A titre d'exemple, la figure 13 liste de façon non exhaustive quelques singularités typiques avec les coefficients de perte de charge associés.

7-Écoulement interne du circuit de refroidissement, synthèse efficacité/coût :

 Comme nous l'avons vu chapitre 5, la puissance calorifique transmise par le radiateur et de la forme :

Wc = h.(Tf-Ts).S avec h = 3,64.V^0,8.d^-0,2 (coefficient d'échange superficiel)

avec d diamètre du tube élémentaire composant le radiateur (remplacer d par 2.e si radiateur à ailettes)

 Par ailleurs, la puissance absorbée sur le vol est égale à :

Wa = Q.∆P

avec Q débit,

et ∆P = Σi ½.ρ.Vi².λi.Li/Di + Σj ½.ρ.Vj².Kj , somme de toutes les pertes de charges régulières et singulières.

 En régime turbulent, et nous considérerons que c'est le cas le plus souvent, λ devient indépendant du Re et ne dépend plus que de la rugosité (diagramme de Moody).

Conclusions :

 Si l'on admet que le meilleur rendement sera atteint pour Wc/Wa maximum, cela conduit à avoir :

• la plus grande section frontale de radiateur possible pour une surface d'échange S donnée,

• la vitesse la plus faible possible dans tout le circuit (et pas seulement dans le radiateur),

• le diamètre de tubulure ou l'espacement entre ailettes le plus petit possible (en évitant toutefois de passer en écoulement laminaire),

• le moins de variations de section, de virages serrés, d'obstacles dans la veine possible.

• l'état de surface le plus lisse possible dans tout le circuit, même dans le radiateur, cela m'a été confirmé par le professeur Jacques Padet de l'université de Reims, expert en mécanique des fluides et en thermiques. En effet, contrairement à ce que le « bon sens » suggère, si on est déjà en régime turbulent, comme c'est le plus souvent le cas pour les Re qui nous occupent, une rugosité accrue des ailettes de refroidissement d'un moteur n'améliore pas l'échange de chaleur alors que par ailleurs elle augmente les pertes de charge défavorables à la bonne performance du circuit. Il y a donc peut être quelque chose à faire sur des ailettes brutes de fonderie.
  
  
  
   
  A suivre...
  Nous n'avons abordé jusqu'ici que l'efficacité interne d'un circuit de refroidissement d'avion en simplifiant volontairement son architecture, en dégageant quelques grandes lignes sur les bonnes pratiques et fixer les objectifs vers lesquels il faut tendre.
  La prochaine fois, nous compliquerons un peu l'architecture interne et nous verrons comment organiser au mieux les piquages annexes pour qu'ils soient le moins coûteux en performances.
  Nous parlerons également de l'aérodynamique externe et au passage nous tordrons le cou à quelques idées reçues.

  

22 Janvier:

De Papa à Julien: 

 J'ai une question pour toi: imagine un guide d'onde sonore constitué d'un tube de diamètre D, raccordé (de manière abrupte) à un tube de diamètre D'. Une impulsion sonore est envoyée à un bout (toute ressemblance avec un tuyau d’échappement serait fortuite!). Naturellement, la rupture d’impédance va générer onde réfléchie et transmise. Saurais tu calculer ces coefficients ?

De Julien:

Voilà j'ai cherché un peu, voilà ce que j'ai trouvé :

Le coefficient de transmission T est défini par :

T=4ZZ'/((Z+Z')^2)

Le coefficient de réflexion R est :

R=(Z-Z')^2/((Z+Z')^2)

Avec Z et Z' les impédances respectives des 2 milieux (tubes de diamètres D et D')

Et Z=1/XcS

X la compressibilité du matériau

X=1/K et K~160 GPa pour l'acier

c la célérité de l'onde dans le milieu

S la surface
Voila le document complet ici
Bisous

De Papa:

Merci, jul. A priori, je vois pas pourquoi le K de l'acier intervient.

Mais il faut que je digère, et on en reparle.