Calculul rezistentei la inaintare. calculul si alegerea masinii de propulsie

CALCULUL REZISTENTEI LA INAINTARE. CALCULUL SI ALEGEREA MASINII DE PROPULSIE

1 Determinarea rezistentei la inaintare a navei

1.1. Calculul rezistentei la inaintare principale

Ca date initiale, avem:

Lungimea maxima a navei: L_max = 242,11 [m]

Lungimea intre perpendiculare: L_pp = 230 [m]

Latimea navei: B = 40,06 [m]

Inaltimea de constructie: D = 18,03 [m]

Pescajul: T = 13,61 [m]

Raportul intre lungime si latime: L/B = 6,043

Raportul intre latime si pescaj: B/T = 2,943

Coeficientul de finete bloc al carenei: c_B = 0,79

Volumul carenei: V = c_B·L·B·T = 104281,88 [m³]

Aria suprafetei udate: S = 1,81·L·T+ (V/T) = 13626,312 [m²]

Coeficientul aditional de rugozitate: c_AR = -0,1·10^-3

Densitatea apei: ρ = 1025 [kg/m³]

Vascozitatea cinematica a apei: ν = 1,358·10^-6 [m²/s]

Viteza de croaziera: v = 16 [Nd] = 8,236 [m/s]

Acceleratia gravitationala: g = 9,81 [m/s²]

Rezistenta la inaintare principala se poate determina prin mai mul- te metode:

metoda analitica;

metoda expermentarii pe model in bazinele de incercari;

metoda formulelor aproximative si a diagramelor;

metoda incercarilor prin remorcaj a navei in marime naturala;

In aceasta lucrare, rezistenta la inaintare principala va fi determinata utilizandu-se seriile de diagrame, considerandu-se ca acestea des- criu mai bine caracteristicile dinamice ale navelor de transport maritim actuale.

In vederea alegerii unei serii de diagrame corespunzatoare, s-au realizat o serie de determinari preliminare, astfel:

numarul Froude: F_r = 0,17

raportul B/T = 2,943

raportul L/B = 6,043

Analiza acestor rezultate a impus alegerea seriilor japoneze de diagrame in calculul rezistentei la inaintare principale.

a) Calculul rezistentei de frecare

Coeficientul rezistentei de frecare se calculeaza cu relatia:

c_{F =} c_F0 + c_AR

c_AR = -0,1·10^-3

c_F0 se determinea in functie de numarul Reynolds, cu formula lui Schoenherr.

Formula lui Schoenherr este data de ralatia:

Numarul Reynolds:  

viteza navei: v = 8,236 [m/s]

vascozitatea cinematica a apei: ν = 1,358·10^-6 [m²/s]

lungimea navei: L = 242,11 [m]

Deci R_e = 1,468·10⁹ => C_F0 = 1,46092·10^-3 pentru v = 16 [Nd]

In concluzie:

C_F = (1,46092·10^-3) + (-0,1·10^-3) = 1,36092·10^-3 pentru v = 16 [Nd]

Pentru calculul rezistentei la frecare se utilizeaza relatia:

in care,aria suprafetei udate a carenei, S=13626,312 [m²]

Rezistenta la frecare va avea valoarea: R_F=644,670 [KN],pentru v=16 [Nd].

b) Calculul rezistentei de presiune

Coeficientul rezistentei de presiune se determina astfel:

cunoscand valorile F_r, (L_CWL/B) si C_B corespunzatoare navei tip petro-lier, se alege din seria japoneza diagrama potrivita si se determina C_P’ si C_P , pentru B/T = 2,943 => C_P’ = 0,0031; C_P” = 0,0032

se calculeaza diferenta:   δC_P = C_P C_P’ => δC_P = 0,0001

se determina coeficientul rezistentei de presiune corectat, pentru raportul B/T al navei, utilizand in acest scop relatia:

rezistenta de presiune se calculeaza cu relatia:

c) Calculul rezistentei la inaintare principale

Se utilizeaza relatia:   R = R_F + R_P [KN]

=> R = 644,670 + 502,319 = 1147,088 [KN]

Pentru diferite viteze de mars ale navei, calculele sunt prezentate sub forma tabelara:

Metoda seriei japoneze de determinare a rezistentei la inaintare principale, se aplica cu succes la navele mari, lente si cu forme pline.

1.2. Calculul rezistentei la inaintare suplimentara

Rezistenta la inaintare suplimentara reprezinta o fractiune din rezistenta la inaintare totala si este determinata de interactiunea dintre apa si apendici, de actiunea valurilor marii, respectiv a aerului atmosferic asupra corpului navei, la deplasarea acesteia cu o anumita viteza.

Ea se detrmina cu relatia:

R_S = R_AP + R_VM + R_AA [KN]

unde, R_AP reprezinta rezistenta la inaintare datorata apendicilor;

R_VM reprezinta rezistenta la inaintare datorata valurilor marii;

R_AA reprezinta rezistenta la inaintare datorata aerului;

Rezistenta la inaintare datorata apendicilor poate atinge valori cuprinse intre 15 % si 25 % din rezistenta la inaintare principala. Ea este data de componenta dupa directia de deplasare a rezultantei fortelor hidrodinamice care apar la interactiunea dintre apa si apendici.

Rezistenta la inaintare totala a apendicilor existenti la o nava se determina cu relatia:

R_AP = S R_APj , j = 1…n [KN]

faza initiala de proiectare, se recomanda utilizarea relatiei:

in care, coeficientul rezistentei apendicilor, C_AP, se determina tabelar:

Se adopta: C_AP = 0,05^. 10^-3

Rezistenta la inaintare generata de valurile marii este data de componenta dupa directia de deplasare a rezultantei fortelor hidrodinamice suplimentare, exercitate de valurile marii asupra navei.

In faza initiala de proiectare, rezistenta la inaintare generata de valurile marii se determina cu relatia[5]:

care, coeficientul rezistentei valurilor marii, C_VM, se determina tabelar:

Se adopta: C_VM = 0,3 ^. 10^-3

Rezistenta la inaintare datorata aerului este data de componenta dupa directia de deplasare a rezultantei fortelor aerodinamice, exercitate pe suprafata emersa a corpului navei.

Ea reduce viteza navelor cu 0,2…0,3 Nd si se determina cu relatia:

in care, valorile coeficientului k _aer se determina tabelar:

Se adopta: k _aer = 0,01

A_VQ este aria proiectiei suprafetei emerse a navei, pe planul transversal al cuplului maestru; R = rezistenta la inaintare principala [KN].

Ca date initiale, avem:

- latimea navei : B = 40,06 [m];

- aria suprafetei udate : S = 13626,312 [m²];

- densitatea apei de mare : r = 1,025 [t/m³];

- starea marii : 3 [^oB];

- viteza : v = 16 [Nd] = 8,236 [m/s];

- coeficientul rezistentei apendicilor  : C_AP = 0,05 ^. 10^-3 adoptat;

- coeficientul rezistentei valurilor marii : C_VM = 0,3 ^. 10^-3 adoptat;

- coeficientul : k_aer = 0,01 adoptat;

In calculul rezistentei la inaintare suplimentare, se parcurg urmatoarele etape:

Se alege viteza navei: v = 16 [Nd]

Se calculeaza viteza navei in [m/s]: v = 8,236 [m/s]

Se determina rezistenta la inaintare datorita apendicilor

Se calculeaza rezistenta la inaintare generata de valurile marii:

Se determnia rezistenta la inaintare datorata aerului:

Rezistenta la inaintare suplimentara va fi suma rezistentelor la inaintare calculate anterior:

R_S = R_AP + R_VM + R_AA = 23,685 + 142,110 + 11,470 = 177,281 [KN]

Calculele, pentru diferite viteze de mars ale navei sunt prezentate sub forma tabelara:

1. Calculul rezistentei la inaintare totala si a puterii instalatiei de propulsie a navei tip petrolier

Rezistenta la inaintare totala a navei se determina cu relatia:

R_T = R + R_S [KN]

in care:

R [KN] = rezistenta la inaintare principala

R_S [KN] = rezistenta la inaintare suplimentara

Pentru viteza de proiect, v = 16 [Nd] = 8,236 m/s => R_T = 1324,369 [KN]

Deplasarea navei prin apa, cu o anumita viteza constanta, se realizeaza cu ajutorul instalatiei de propulsie care, prin forta ce o dezvolta, trebuie sa invinga rezistenta la inaintare totala.

Puterea instalatiei de propulsie reprezinta lucrul mecanic realizat de aceasta, in unitatea de timp, pentru a invinge rezistenta la inaintare totala.

In general, instalatia de propulsie a navei cuprinde patru elemente principale (vezi Fig.2).

Fig.2

Semnificatia notatiilor din fig. 2 este:

1.     elicea sau alt tip de propulsor;

2.     axul port-elice;     

3.     arbore intermediar;

4.     masina principala de propulsie.

In continuare, se calculeaza puterile din lantul cinematic al instalatiei de propulsie.

P_E = puterea de remorcare;

P_D = puterea la elice;

P_S = puterea la axul port-elice;

P_B = puterea efectiva la flansa masinii principale;

P_i = puterea indicata a masinii principale

Fiecarui element principal, din lantul cinematic al instalatiei de propulsie, ii va corespunde o anumita putere. Acestea sunt:

Puterea de remorcare

Este produsa de elice si se determina cu relatia:

P_E = R_T ^. v [KW sau P_E = 1,36 R_T v [CP]

In tabelul urmator sunt prezentate rezultatele calcului rezistentei la inaintare totala si a puterii de remorcare.

Corespunzator valorilor calculate in tabel, sunt reprezentate curbele rezis-tentei la inaintare si a puterii de remorcare, respectiv, graficele functiilor R_T = f (v) si P_E = f (v).

Curba rezistentei la inaintare

Curba puterii de remorcare

Pentru calculul puterii corespunzatoare celorlalte elemente din lantul cinematic al instalatiei de propulsie, se considera viteza de proiectare a navei v = 16 [Nd] = 8,236 [m/s], pentru care avem calculate rezistenta la inaintare totala a navei si puterea de remorcare:R_T = 1324,369 [KN] ; P_E = 10907,98 [KW] = 14834,85 [CP]

Puterea la elice

Randamentul discului elicei sau propulsiv este:

h_D = P_E / P_D                    

unde,

P_D [KW] = puterea primita de elice, de la axul port-elice

Uzual, h_D = 0,3 … 0,8. Adopt h_D = 0,8.

Din relatia de mai sus obtinem puterea la elice:

P_D = P_E / h_D =10907,98/0,8 => P_D = 13634,975 [KW] = 18543,566 [CP].

Puterea efectiva la flansa masinii principale

Randamentul liniei axiale este dat de relatia:

h_S = P_D / P_B

unde,

P_B [KW] = puterea primita de axul port-elice de la flansa masinii principale prin intermediul arborelui intermediar.

Valorile uzuale ale lui h_S sunt: h_S = 0,96 … 0,99. Adopt h_S = 0,99

Din relatia precedenta obtinem puterea la flansa masinii principale:

P_B = P_D / h_S = 13634,566/0,99 => P_B = 13772,288 [KW] = 18730,312 [CP].

Puterea indicata a masinii principale

Puterea indicata a masinii princiaple se determina cu relatia:

in care,

R_T [KN] reprezinta rezistenta la inaintare totala a navei

v [m/s] este viteza navei

h_P este randamentul propulsiei, determinat cu relatia:

h_P h_D h_S h_M                        (28)

unde:

h_D = 0,30…0,85 si reprezinta randamentul discului elicei;

h_S = 0,96…0,99 si reprezinta randamentul liniei axiale;

h_M = 0,75…0,95 si  reprezinta randamentul mecanic al masinii principale. Adopt h_M = 0,9.

Prin urmare, h_P = 0,7128 => P_i = 15302,333 [KW] = 20811,173 [CP].

2. ALEGEREA SI CALCULUL MOTORULUI PRINCIPAL

2.1. Caracteristici principale ale motorului

Pe baza datelor obtinute la paragraful 1, se va alege un motor principal cu urmatoari parametrii functionali:

Tipul motorului: Sulzer 7RND90

Diametrul cilindrului: D_cil = 900 [mm]

Cursa pistonului: S = 1550 [mm]

Nr. timpi ai ciclului de functionare: τ = 2

Nr. de cilindri: i = 7  (linie)

Viteza medie a pistonului: v_mp = 6,25 [m/s]

Presiunea medie efectiva: p_e = 10,64 [bar]

Turatia motorului: n = 122 [rot/min]

Putere/Cilindru: P_cil = 2133 [KW] = 2900,88 [CP]

Putere efectiva: P_e = 14931 [KW] = 20306 [CP]

Raportul Cursa/Alezaj: ψ_d = 1,722

Presiunea de supraalimentare: p_S = 2 [Bar]

Randamentul mecanic: η_m = 0,9

Coeficientul de compactitate al mecanismului motor: λ_d = 0,25

Raportul de comprimare: ε = 13

2.2. Constructia motorului

Motorul este de tip diesel lent, cu 7 cilindri in linie, in doi timpi, cu simpla actiune, reversibil, cu supraalimentare la presiune constanta, adaptat pentru exploatare cu combustibil greu pana la 3500 sRI / 100 ^oF in conditii de mars si cu motorina la pornire si oprire.

Partile principale ale motorului sunt astfel concepute incat lucrarile de intretinere sa fie cat mai reduse, iar la revizie acestea sa poata fi usor demontate si montate cu ajutorul sculelor si dispozitivelor speciale livrate impreuna cu motorul de catre firma producatoare si cu ajutorul dispozitivelor de ridicare din compartimentul masini (CM).

Motorul principal functioneaza cu combustibil greu. Pentru racire se utilizeaza:

• apa dulce, pentru racirea cilindrilor si a racitoarelor de aer si a uleiului pentru arborele cotit si circulatia motorului;

• ulei, pentru racirea pistoanelor;
• aer, pentru racirea turbosuflantelor.

2. Echipamentul standard

Motorul este prevazut cu:

• doua turbosuflante;
• doua electrosuflante 3x380 V, 50 Hz;
• doua racitoare de aer supraalimentare;
• lagar de impingere;
• pompe de injectie si echipament de asigurare a injectiei pentru combustibil greu;

• regulator de presiune Woodward cu servomotor pentru uleiul de ungere;
• viror cu actionare electrica, 3x380 V, 50 Hz, cu panou de comanda;
• interblocare intre viror si pupitrul de comanda;
• volant;
• detector ceata de ulei;
• regulator de turatie;
• distribuitor pentru aerul de pornire;
• valvula de reglare a presiunii de alimentare a combustibilului;
• dispozitiv automat de oprire a alimentarii cu combustibil in caz de avarie; 
• aparatura de masura si control, care ofera posibilitatea urmaririi functionarii motorului principal din timonerie, postul central de comanda din compartimentul masini si postul local de pe motor;
• dispozitiv reglare pompe de injectie cu amplificator hidraulic;
• post local lansare M.P.;
• instalatie de protectie M.P.;
• instalatie pentru insuflare aer in sistemul de racire pistoane;
• ventil de siguranta pe chiulasa pentru p_max ardere;
• ventil de siguranta pentru spatiul motor;
• tubulatura de apa de racire, aer lansare, ulei ungere si combustibil, fixata pe motor;
• instalatie de curatire a racitoarelor de aer;
• instalatie de spalare a turbosuflantelor;
• instalatie de supraveghere a temperaturii agent racire.

2.4 Calculul termic al motorului diesel naval SULZER 7RND90

Calculul urmeaza a fi efectuat pentru un motor de propulsie navala lent, cu cap de cruce, supraalimentat cu racire intermediara a aerului, in doi timpi.

Pentru efectuarea calculului termic, pe langa parametrii precizati in cadrul paragrafului 2.1, vor fi necesari urmatorii parametrii constructiv-functionali:

Puterea calorifica inferioara a combustibilului: Q_i = 39762,2 [Kj/Kg]

Presiunea atmosferica: p₀ = 1 [atm]

Temperatura mediului ambiant: T₀ = 30 [sC]

Coeficientul de scadere a presiunii de admisie: ζ_a = 0,935

Temperatura gazelor arse reziduale: T_r = 760 [K]

Incalzirea fluidului in contact cu motorul: ΔT = 15 [K]

Racirea intermediara a aerului de supraalimentare: ΔT_rac = 50 K]

Coeficientul de exces de aer: α = 2

Coeficientul gazelor arse reziduale: γ_r = 0,02

Coeficinetul de utilizare a caldurii la volum cnst.: ξ_V = 0,8

Coeficientul de utilizare a caldurii la presiune cnst.: ξ_p = 0,7

Coeficientul de rotunjire a diagramei indicate: φ_r = 0,98

Coeficientul cursei utile: ψ_u = 0,85

Unghiul de avans la injectie: β = 15 [sRAC]

Unghiul de corectie a duratei arderii: ξ_θ = -3 [sRAC]

Exponentul politropic al comprimarii pentru turbosuflante: n_S = 1,7

2.4.1 Calculul procesului de admisie

Cantitatea de oxigen necesara arderii complete a unui kilogram de combus- tibil are valoarea:

[kmoli O₂]

Cantitatea corespunzatoare de aer este:

[Kmoli aer]

rezultand cantitatea reala de aer utlizata pentru arderea cantitatii de un kilo- gram de combustibil:

[Kmoli de aer]

In urma arderii combustibilului rezulta urmatoarele produse:

bioxid de carbon:

[Kmoli CO₂]

vapori de apa:

[Kmoli H₂O]

oxygen:

[Kmoli O₂]

azot:

[Kmoli N₂]

Cantitatea totala de gaze rezultate din arderea cantitatii de un kilogram de combustibil este:

[Kmoli g.a.]

Gazele arse reziduale vor avea urmatoarea compozitie:

bioxid de carbon:

[Kmoli CO₂]

vapori de apa:

[Kmoli H₂O]

oxygen:

[Kmoli O₂]

azot:

[Kmoli N₂]

cantitatea totala fiind:

[Kmoli g.a.r.]

In compozitia fluidului motor intra aerul si gazelle arse reziduale. Masa flui- dului are valoarea:

[Kg]

Masele moleculare ale componentelor fluidului motor

La randul ei, constanta cararcteristica a fluidului motor este:

[J/Kg∙grd]

Temperatura aerului la iesirea din suflanta agregatului de supraalimentare are valoarea:

[K]

Prin urmare, la intrarea in cilindru, aerul va avea temperatura:

[K]

Entalpia specifica a aerului pentru aceasta temperatura rezulta:

[kj/kmol]

In mod similar, entalpiile specifice ale gazelor arse reziduale aflate la tem- peratura T_r = 760 [K] vor fi:

- bioxid de carbon:

[kj/kmol]

vapori de apa:

[kj/kmol]

oxigen:

[kj/kmol]

azot:

[kj/kmol]

Se poate astfel determina entalpia fluidului motor in procesul de admisie:

[kj]

Adoptand temperaturile arbitrare T₁ = 350 [K] si T₂ = 400 [K], se determina entalpiile corespunzatoare:

[kj]

[kj]

Cu ajutorul acestor valori, se reprezinta grafic functia I_am = f(T), considerata ca avand o variatie liniara.

Pe baza constructiei grafice din Anexa 1 rezulta valoarea temperaturii fluidului motor la sfarsitul admisiei: T_a^gr = 374,5 [K]. Valoarea exacta a tempera- turii determinata pe aceasta cale este:

[K]

Pe baza componentei fluidului motor, se poate obtine valoarea analitica a acestui parametru:

[K]

Intre cele doua valori obtinute exista o eroare procentuala care nu depaseste limita admisibila de doua procente:

Presiunea fluidului motor pe parcursul procesului de admisie are valoarea:

[Pa]

Drept urmare, la sfarsitul admisiei, fluidul motor va ocupa volumul:

[m³]

In sfarsit, coeficientul de umplere are valoarea:

Valorile obtinute se incadreaza in limitele experimentale indicate in literatu-ra de specialitate. Astfel in cazul motoarelor supraalimentate, p_a = (1,24,0) ∙ 10⁵ [Pa]. De asemenea, in cazul motoarelor supraalimentate, temperatura T_a ia valori cuprinse intre 310 si 420 [K], iar coeficientul de umplere λ_v intre 0,85 si 1,10.

3.2.4.2           Calculul procesului de comprimare

Pentru determinarea exponentului mediu politropic al procesului de com- primare, se calculeaza initial expresiile caldurii specifice medii molare ale fluidului motor. Utilizand expresiile caldurilor specifice ale componentelor si compozitia fluidului motor, rezulta:

[Kj/Kmol∙grd]

[Kj/Kmol∙grd]

Coeficientii caldurilor specifice medii molare c_j = a_j + b_j ∙ T pentru procesul de comprimare

Prin urmare, ecuatia de determinare va avea expresia:

Exponentul mediu politropic al comprimarii ia valori in intervalul n_c = 1,321,38. Atribuind succesiv, din 0,01 in 0,01, diverse valori exponentului n_c se calculeaza valorile celor membri ai ecuatiei de determinare. Rezultatele obtinute in urma efectuarii calculelor sunt prezentate in urmatorul tabel:

Valorile membrilor ecuatiei de determinare a exponentului mediu politropic al comprimarii

Cuajutorul acestor valori, in anexa 1 sunt reprezentate variatiile celor doi membrii ai ecuatiei in functie de exponentul politropic n_c. La intersectia celor doua curbe rezulta valoarea aproximativa:

n_c = 1,3612

Pentru cresterea preciziei de determinare se utilizeaza metoda iterative ce urmareste obtinerea diferentei absolute minime dintre valorile celor doi membri. Au fost obtinute rezultate din urmatorul table:

Determinarea valorii exacte a exponentului mediu politropic al comprimarii

Rezulta astfel valoarea exacta a exponentului mediu politropic al comprimarii:

n_c = 1,361212

Prin urmare, marimile de stare ale fluidului motor la sfarsitul comprimarii vor fi:

presiune:

[Pa]

volumul:

[m³]

temperatura:

[K]

Valorile uzuale ale acestor parametri, in cazul motoarelor supraalimentate, sunt: p_c = 510[Mpa] si, respectiv, T_C = 750950 [K]. Asadar, rezultatele obtinu- te se incadreaza in limitele specificate.

3.2.4.3           Calculul procesului de ardere izocora

In momentul declansarii injectiei de combustibil, fluidul motor ocupa volumul:

[m³]

Acest moment fiind situate in cadrul procesului de comprimare, presiunea si temperatura fluidului motor vor avea valorile:

[Pa]

[K]

Pentru calculul intarzierii la autoaprindere, se utilizeaza presiunea in mo- mentul injectiei, exprimata in unitati de masura ale Sistemului Tehnic:

[kgf/cm²]

Rezulta astfel:

[s]

Conform datelor experimentale, la motoarele navale acest parametru are va- lorile τ_aa = 0,001…0,005 [s]. Prin urmare, valoarea obtinuta se incadreaza in intervalul indicat. Ei ii corespunde unghiul de rotatie:

[°RAC]

Durata totala a arderii ii va corespunde unghiul:

[°RAC]

rezultand astfel cantitatea de combustibil care arde izocor in ipoteza arderii candtitatii g_tot = 1 [kg] combustibil pe ciclu):

[Kg]

In urma arderii acestei cantitati de combustibil rezulta urmatoarele produse:

bioxid de carbon:

[Kmoli CO₂]

vapori de apa:

[Kmoli H₂O]

oxigen:

[Kmoli O₂]

azot:

[Kmoli N₂]

cantitatea totala fiind:

[kmoli g.a.]

Drept urmare, pe parcursul arderii izocore, fluidul motor are compozitia urmatoare:

bioxid de carbon:

[Kmoli CO₂]

vapori de apa:

[Kmoli H₂O]

oxigen:

[Kmoli O₂]

azot:

[Kmoli N₂]

Cantitatea totala de gaze care formeaza fluidul motor va fi:

[kmoli g.a.]

Masa fluidului motor are valoare:

[Kg]

La randul ei, constanta caracteristica a fluidului motor este:

[J/kg∙grd]

Utilizand valorile indicate in tabele de specialitate, se determina energiile interne specifice ale componentelor fluidului motor pentru temperature T_c = 943,6588 [K]:

bioxid de carbon:

[KJ/kmol]

vapori de apa:

[KJ/kmol]

oxigen:

[KJ/kmol]

azot:

[KJ/kmol]

Pe baza acestor valori, rezulta energia interna in starea “c”:

[KJ]

Ca urmare a arderii izocore a combustibilului, energia interna a fluidului motor ajunge la valoarea:

[KJ]

Pentru determinarea temperaturii T_y se adopta temperaturiile arbitrare T’₁ = 1150 [K] si T’₂ = 1200 [K]. Utilizand energiile specifice ale componentelor din tabelele de specialitate, rezulta energiile interne ale fluidului motor pentru cele doua temperature:

[KJ]

[KJ]

Pe baza ipotezei simplificatoare conform careia energia interna variaza liniar in functie de temperature, in anexa 2 este reprezentata graphic aceasta variatie. Corespunzator energiei interne U_am”y”  rezulta temperature T_y =1150,23 [K]. Valoarea exacta a acestei temperaturi este:

[K]

Deoarece procesul decurge izocor:

[m³]

Presiunea fluidului motor la sfarsitul arderii izocore va fi:

[Pa]

Se realizeaza astfel un raport de crestere a presiunii:

Valorile obtinute corespund limitelor experimentale intre care se incadreaza parametrii fluidului motor in starea “y”. Astfel conform literaturii de specialitate, temperature T_y variaza intre 1000 si 1500 [K]. De asemenea, presiunea in starea “y”, pentru motoare lente, este p_y = 6…9 [MPa].