SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL E ANÁLISE EXERGÉTICA DE …w2.files.scire.net.br/atrio/ufrj-pem_upl//THESIS/1169/pemufrj2013m... · iii Azevedo Neto, Rubelmar Maia Simulação Computacional

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL E ANÁLISE EXERGÉTICA DE UM MOTOR DE

MOTOCICLETA DE BAIXA CILINDRADA COM MISTURAS DE GASOLINA E

ETANOL

Rubelmar Maia de Azevedo Cruz Neto

Dissertação apresentada ao Programa de Pós-

graduação em Engenharia Mecânica, COPPE,

da Universidade Federal do Rio de Janeiro,

como parte dos requisitos necessários à

obtenção do título de Mestre em Engenharia

Mecânica.

Orientadores: Albino José Kalab Leiroz

Manuel Ernani de Carvalho Cruz

Rio de Janeiro

Fevereiro de 2013

iii

Azevedo Neto, Rubelmar Maia

Simulação Computacional e Análise Exergética de

um Motor de Motocicleta de Baixa Cilindrada com

Misturas de Gasolina e Etanol/ Rubelmar Maia de

Azevedo Cruz Neto. – Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE,

2013.

XXVI, 149 p.: il.; 29,7 cm.



Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa

de Engenharia Mecânica, 2013.

Referencias Bibliográficas: p. 125-130.

1. Simulação de motores. 2. Análise exergética. 3.

Motocicleta. 4. Gasolina e etanol. I. Leiroz, Albino José

Kalab et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro,

COPPE, Programa de Engenharia Mecânica. III. Titulo.

iv

“Nada do que foi será

De novo do jeito que já foi um dia

Tudo passa

Tudo sempre passará.”

Como Uma Onda – Lulu Santos

v

AGRADECIMENTOS

A Deus pelo dom da vida e por estar sempre ao meu lado.

A todos os meus familiares, em especial ao meu Pai Rubelmar Filho por ser o meu

melhor amigo, à minha mãe Fatima pelo amor, à minha avó Petinha pelas suas

orações, aos meus tios Paulo, Amilcar, Beth, Janete Suely e Vânia, às minhas irmãs

Natassia, Danielle e Giulia, ao meu irmão João e sobrinhos Alexandre, Marquinhos,

Enzo, Davi e Miguel por me servirem de inspiração.

À minha companheira de vida Ana Elisa, minha grande força, por todo carinho e

amor, e pela enorme paciência de ter me escutado falando de motores tantas vezes.

Aos professores Albino Leiroz e Manuel Ernani pela orientação deste trabalho e

pelos momentos de aprendizado.

Ao professor Ricardo Cruz pelas aulas maravilhosas e por ter me motivado e

incentivado a buscar mais conhecimento.

Aos meus amigos Antonio Nascimento e João D’Anuzio pela a amizade e pelas

horas de estudo que passamos juntos. Agradeço novamente ao meu amigo Antonio,

por utilizar a música da epígrafe para exemplificar a Segunda Lei da Termodinâmica,

em uma aula ministrada anos atrás pelo nosso professor e amigo Ricardo Cruz.

Ao meu amigo Jaime Casanova pela amizade e pelas “conversas filosóficas”

acerca da vida.

Ao meu amigo Evandro Pantoja pela amizade e apoio e por ter me acolhido em

sua casa como se eu fosse um membro de sua família.

Ao meu amigo Hendrick Zarate por todo o incentivo e conversas acerca de

motores de combustão interna.

Ao meu amigo Cesar Pacheco que sempre esteve disposto a me ajudar, tanto

com palavras amigas como no aprendizado do programa Wolfram Mathematica®.

Aos amigos do LTTC e LMT Gino Andrade, Nilton Pereira, Diego Estumano, Breno

Agra, Apoena Calil, José Mir, Martim Costa, Ali Allahyarzadeh, Camila Lacerda, Jean

Monteiro, Andrés Villamil, Gabriel Verissimo, Carol Souza, Marcos Souza, Masoud

Kashani, Tougri Inoussa, Renato Calado, Daniel Vieira e Jorge Antunes pela amizade

e apoio durante todo esse tempo de mestrado.

Aos servidores da UFRJ Wilson de Souza, Rosalia da Silva e Vera Noronha pela

paciência e pelo apoio durante o período do Mestrado.

À FAPEAM pela concessão de bolsa no período de estágio obrigatório.

À CAPPES pelo apoio financeiro após o período de estágio, na forma de bolsa de

Mestrado.

vi

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.).

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL E ANÁLISE EXERGÉTICA DE UM MOTOR DE

MOTOCICLETA DE BAIXA CILINDRADA COM MISTURAS DE GASOLINA E

ETANOL


Fevereiro/2013



Programa: Engenharia Mecânica

A simulação numérica e a análise exergética de um motor de motocicleta de baixa

cilindrada com misturas de gasolina e etanol são realizadas no presente trabalho. A

simulação do motor é realizada com o apoio de um programa comercial e a análise

exergética é feita usando um programa desenvolvido especificamente neste estudo,

que necessita como dados de entrada os dados obtidos com o simulador de motores.

Simulações do motor e análise exergética são conduzidas considerando as

configurações originais do motor. Uma análise paramétrica é realizada considerando

os efeitos sobre a eficiência exergética de alguns parâmetros como o fator de excesso

de ar, a relação de compressão e o ponto de ignição do motor. Os resultados mostram

que o aumento no teor de etanol na mistura de combustíveis proporciona um aumento

na eficiência exergética e uma diminuição nos valores de exergia química dos gases

de exaustão. Os resultados também indicam uma diminuição nos valores de eficiência

exergética com o aumento da rotação do motor.

vii

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

COMPUTATIONAL SIMULATION AND EXERGETIC ANALYSIS OF A MOTORCYCLE

ENGINE OF LOW DISPLACEMENT WITH GASOLINE AND ETANOL BLENDS


February/2013

Advisors: Albino José Kalab Leiroz.


Department: Mechanical Engineering

The numerical simulation and the exergy analysis of a typical low-displacement

motorcycle engine with gasoline and ethanol blends are discussed in the present work.

The engine simulation is accomplished with the support of a commercial code and the

exergy analysis makes use of a specifically developed program that requires input data

generated by the engine simulator. Engine simulations and exergetic analysis are

conducted considering the engine factory settings. A parametric analysis is performed

considering the effects on the exergetic efficiency of elected engine parameters such

as the relative air/fuel ratio, the compression ratio and ignition timing. The obtained

results show that increasing the ethanol content in the considered fuel mixture provides

an increase in exergetic efficiency and a decrease in the values of chemical exergy of

exhaust gases. The results also indicate a decrease in exergetic efficiency values with

increasing engine speed.

viii

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO....................................................................................................... 1

1.1 Motivação e Objetivos .................................................................................... 1

1.2 Organização da dissertação ........................................................................... 3

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA................................................................................... 5

2.1 Modelagem de motores de combustão interna ............................................... 5

2.1.1 Classificação dos modelos de combustão em MCI .................................. 5

2.1.2 Simulações de MCI com modelos de combustão zero-

dimensionais .......................................................................................................... 7

2.1.3 Simulação de MCI com modelos de combustão quasi-

dimensionais .......................................................................................................... 9

2.2 Simulação e trabalhos experimentais de motores de motocicleta ................. 10

2.3 Exergia e análise exergética ......................................................................... 14

2.4 Análise exergética de motores de combustão interna ................................... 15

3. SIMULAÇÃO DO MOTOR DE MOTOCICLETA ................................................... 21

3.1 Descrição do programa AVL Boost® ............................................................. 21

3.2 Modelo de combustão adotado na simulação ............................................... 24

3.3 Modelo de transferência de calor adotado na simulação .............................. 29

3.4 Modelo de atrito adotado na simulação ........................................................ 31

3.5 Dados de entrada para a simulação no AVL Boost® ..................................... 32

3.6 Validação do uso do programa AVL Boost® para simulação de

motores de motocicleta com gasolina e etanol ........................................................ 33

3.6.1 Comparação com dados experimentais – motor de motocicleta ............ 33

3.6.2 Comparação com dados de simulação – motor de motocicleta ............. 36

3.6.3 Comparação com dados experimentais – motor veicular flex ................ 39

3.6.4 Comparação com dados experimentais – motocicleta flex..................... 41

4. CÁLCULOS DA ANÁLISE EXERGÉTICA DO MOTOR ....................................... 44

4.1 Propriedades termodinâmicas ...................................................................... 44

4.1.1 Cálculo das propriedades de cada substância ....................................... 45

ix

4.1.2 Propriedades de uma mistura de gases ................................................. 49

4.2 Cálculo da exergia da mistura ...................................................................... 53

4.2.1 Exergia termomecânica ......................................................................... 53

4.2.2 Exergia química e exergia total .............................................................. 54

4.3 Exergia destruída ......................................................................................... 58

4.3.1 Cálculo da exergia destruída ................................................................. 59

4.3.2 Balanço exergético percentual ............................................................... 61

4.4 Eficiências exergéticas ................................................................................. 62

5. RESULTADOS .................................................................................................... 65

5.1 Dados de entrada ......................................................................................... 65

5.1.1 Dados de entrada para a simulação do motor ....................................... 65

5.1.2 Dados de entrada para a análise exergética .......................................... 68

5.2 Resultados da simulação do motor com AVL Boost ...................................... 70

5.2.1 Massa dentro do cilindro ........................................................................ 70

5.2.2 Pressão no cilindro ................................................................................ 72

5.2.3 Calor transferido pela parede do cilindro ............................................... 74

5.2.4 Temperatura no cilindro ......................................................................... 76

5.2.5 Volume do cilindro ................................................................................. 77

5.3 Resultados da análise exergética nas configurações originais do

motor e parâmetros de operação ............................................................................ 79

5.3.1 Variação da composição do combustível ............................................... 80

5.3.2 Variação da rotação do motor ................................................................ 89

5.4 Resultados da análise exergética variando-se parâmetros de

operação ................................................................................................................. 97

5.4.1 Variação do fator de excesso de ar ....................................................... 97

5.4.2 Variação do ponto de ignição .............................................................. 106

5.4.3 Variação da relação de compressão .................................................... 114

6. CONCLUSÕES E SUGESTÕES ....................................................................... 122

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................... 125

x

ANEXO I – TABELA DE VALORES DAS PROPRIEDADES

TERMODINÂMICAS ................................................................................................. 131

ANEXO II – BALANÇOS DE EXERGIA .................................................................... 142

ANEXO III – TABELAS DAS EFICIÊNCIAS GLOBAIS ............................................. 149

xi

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1 – Curvas de pressão e temperatura simuladas com o programa

AVL Boost® de um motor de motocicleta utilizando misturas de gasolina e

etanol (adaptado de TUAN et al., 2011). .................................................................... 13

Figura 2.2 – Diagrama de Grassmann para um motor de combustão interna

(adaptado de CARVALHO et al., 2013)...................................................................... 16

Figura 2.3 – Termos do balanço de exergia em um MCI de ignição por

centelha – durante a fase fechada do ciclo (adaptado de RAKOPOULOS,

2008b). ...................................................................................................................... 18

Figura 3.1 – Interface do software AVL Boost® - motor de motocicleta

monocilíndrico............................................................................................................ 22

Figura 3.2 – Balanço de energia no cilindro (adaptado de AVL, 2011a). .................. 23

Figura 3.3 – Fração de massa de combustível queimada para um motor de

ignição por centelha (adaptado de ALLA, 2002). ....................................................... 24

Figura 3.4 – Propagação da frente de chama do modelo Fractal (adaptado de

AVL, 2011a). .............................................................................................................. 26

Figura 3.5 – Fluxo de calor simulado com diversos modelos de transferência

de calor em um motor de motocicleta de 125 cc em 4000 rpm a gasolina

(adaptado de Wu et al., 2006). ................................................................................... 30

Figura 3.6 – Comparação entre as curvas de pressão simulada com o AVL

Boost® neste trabalho e experimental de WU et al. (2007)– YAMAHA 125 cc –

Gasolina E0 – 4000 rpm. ........................................................................................... 35

Figura 3.7 – Curvas de pressão simulada com o AVL Boost® - E0 e E85 -

YAMAHA 125 cc – 4000 rpm. .................................................................................... 35

Figura 3.8 – Comparação entre as curvas de pressão simuladas neste

trabalho e simuladas por TUAN et al.(2011) com o AVL Boost®– motocicleta

100 cc – E0 – 7500 rpm. ........................................................................................... 36


trabalho e simuladas por TUAN et al.(2011) com o AVL Boost® – motocicleta

100 cc – E20 – 7500 rpm. ......................................................................................... 37


trabalho e simuladas por TUAN et al.(2011) com o AVL Boost® – motocicleta

100 cc – E85 – 7500 rpm. ......................................................................................... 37

xii

Figura 3.11 – Curvas de pressão simuladas neste trabalho com o software

AVL Boost® para diferentes misturas de gasolina e etanol– motocicleta 100 cc

– 7500 rpm. ............................................................................................................... 38

Figura 3.12 – Comparação entre curvas de pressão simulada neste trabalho

e experimental do trabalho de MELO (2012) – FIAT FIRE 1.4 FLEX - Gasolina

E22 – 3875 rpm. ........................................................................................................ 40

Figura 3.13 – Potências simulada com o AVL Boost® e experimental do

trabalho de AZEVEDO NETO et al. (2011) para várias rotações – H0. ...................... 43

Figura 4.1 – Valores do (J/mol.K) do N2 obtidos com o NASA ThermoBuild

e obtidos através da EPLVO de LANZAFAME e MESSINA (2005). ........................... 48

Figura 4.2 – Desvio relativo (%)entre valores obtidos do do N2 através do

NASA ThermoBuild e através da EPLVO de LANZAFAME e MESSINA (2005). ........ 49

Figura 4.3 – Curvas do (J/kg.K) da mistura de gases obtidos com as

EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc - H0 - 7500 rpm. .......... 51

Figura 4.4 – Desvio relativo (%) entre os valores de da mistura de gases

obtidos com as EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc -

H0 - 7500 rpm. ........................................................................................................... 51

Figura 4.5 – Curvas do (J/kg.K) da mistura de gases obtidos com as

EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc – H100 - 7500

rpm. ........................................................................................................................... 52

Figura 4.6 – Desvio relativo (%) entre os valores de da mistura de gases

obtidos com as EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc –

H100 - 7500 rpm. ....................................................................................................... 52

Figura 5.1 – Levantamento de válvulas (mm) versus ângulo do virabrequim

(grau). ........................................................................................................................ 66

Figura 5.2 – Avanço de ignição (grau APMS) versus rotação do motor (rpm). .......... 68

Figura 5.3 – Pressão (MPa) versus ângulo do virabrequim (grau)............................. 69

Figura 5.4 – Temperatura (K) versus ângulo do virabrequim (grau). ......................... 69

Figura 5.5 – Massa da mistura (kg) versus ângulo do virabrequim (grau). ................ 69

Figura 5.6 – Volume (m3) versus ângulo do virabrequim (grau). ................................ 69

Figura 5.7 – Taxa de calor transferido (J/grau) versus ângulo do virabrequim

(grau). ........................................................................................................................ 69

Figura 5.8 – Fração molar (-) do O2 versus ângulo do virabrequim (grau). ................ 69

Figura 5.9 – Massa da mistura de gases (kg) versus ângulo do virabrequim

(grau) para as misturas H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm. ............................ 71

xiii

Figura 5.10 – Massa da mistura de gases (kg) versus ângulo do

virabrequim (grau) para diferentes rotações do motor (rpm) – H0. ...................... 71

Figura 5.11 – Pressão instantânea da mistura de gases (MPa) versus

ângulo do virabrequim (grau) para H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm. ........... 73

Figura 5.12 – Pressão instantânea da mistura de gases (MPa) versus

ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0. ........ 73

Figura 5.13 – Taxa de calor transferido entre a mistura de gases e as

paredes do cilindro (J/grau) versus ângulo do virabrequim (grau) para

H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm. .................................................................... 75

Figura 5.14 – Taxa de calor transferido entre a mistura de gases e as

paredes do cilindro (J/grau) versus ângulo do virabrequim (grau) para

diversas rotações do motor (rpm) – H0. ................................................................. 75

Figura 5.15 – Temperatura instantânea da mistura de gases dentro do

cilindro (K) versus ângulo do virabrequim (grau) para H0, H25, H50, H75 e

H100 – 7500 rpm. ...................................................................................................... 76

Figura 5.16 – Temperatura instantânea da mistura de gases dentro do

cilindro (K) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do

motor (rpm) – H0. ................................................................................................... 77

Figura 5.17 – Volume instantâneo do cilindro (m3) versus ângulo do

virabrequim (grau) várias relações de compressão – H0 – 7500 rpm. ................. 78

Figura 5.18 – Termos do balanço de exergia (J) versus ângulo do virabrequim

(grau) – H0 – 7500 rpm. .......................................................................................... 81


(grau) – H25 – 7500 rpm. ........................................................................................ 81


(grau) – H50 – 7500 rpm. ........................................................................................ 82


(grau) – H75 – 7500 rpm. ........................................................................................ 82


(grau) – H100 – 7500 rpm. ...................................................................................... 83

Figura 5.23 – Exergia total (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para

as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm. .................................................... 84

Figura 5.24 – Exergia termomecânica (J) versus ângulo do virabrequim

(grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm. ............................... 84

Figura 5.25 – Exergia química (J) versus ângulo do virabrequim (grau)

para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm. ............................................ 85

xiv

Figura 5.26 – Trabalho liquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau)


Figura 5.27 – Exergia transferida via calor (J) versus ângulo do

virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm. ........... 86

Figura 5.28 – Exergia destruída (J) versus ângulo do virabrequim (grau)



diversas rotações do motor (rpm) – H0. ................................................................. 89


(grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0. ............................................ 90


para diversas rotações do motor (rpm) – H0. ......................................................... 90

Figura 5.32 – Trabalho líquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau)



virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0. ......................... 92



Figura 5.35 – Eficiência exergética do processo de compressão (%)

versus rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100. ............................. 95

Figura 5.36 – Eficiência exergética do processo de combustão (%) versus

rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100. ......................................... 95

Figura 5.37 – Eficiência exergética do processo de expansão (%) versus

rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100. ........................................ 96

Figura 5.38 – Eficiência exergética da fase fechada do ciclo (%) versus


Figura 5.39 – Eficiência exergética do processo de admissão (%) versus


Figura 5.40 – Eficiência exergética do processo de escape (%) versus


Figura 5.41 – Eficiência exergética da fase aberta do ciclo (%) versus


Figura 5.42 – Eficiência exergética global (%) versus rotação do motor

(rpm) para H0, H25, H50, H75, H100. ........................................................................ 96


diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. .................................................................. 98

xv


(grau) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ............................................. 99


para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. .......................................................... 99


para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ........................................................ 100


virabrequim (grau) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ........................ 101




versus fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100. ............................. 104


fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100. ........................................ 104











Figura 5.56 – Eficiência exergética global (%) versus fator de excesso de

ar para H0, H25, H50, H75, H100. ........................................................................ 105


diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm. .......................................... 106


(grau) para diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm. .................... 107


para diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm. .................................. 107



xvi


virabrequim (grau) para diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500

rpm. ......................................................................................................................... 109




versus ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100. ............... 112


ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100. ........................... 112











Figura 5.70 – Eficiência exergética global (%) versus ponto de ignição

(grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100. .......................................................... 113


diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ................................................................ 114


(grau) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ........................................... 115






virabrequim (grau) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ....................... 117


para diferentes valores de (-) – H0 – 7500 rpm. .................................................... 117


versus razão de compressão para H0, H25, H50, H75, H100. .............................. 120

xvii


razão de compressão para H0, H25, H50, H75, H100. ......................................... 120









Figura 5.83 – Eficiência exergética da fase aberta (%) do ciclo versus


Figura 5.84 – Eficiência exergética global (%) versus razão de

compressão para H0, H25, H50, H75, H100. ........................................................ 121

xviii

LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1: Valores padrão para os parâmetros do modelo Fractal (BOOST,

2011c). ....................................................................................................................... 28

Tabela 3.2: Especificações do motor de motocicleta de 125 cc utilizado no

trabalho de WU et al. (2007). ...................................................................................... 33

Tabela 3.3: Valores de Pressão máxima e desvio relativo para diferentes

combustíveis – Motocicleta 100 cc – 7500 rpm. .......................................................... 38

Tabela 3.4: Valores de emissões de poluentes em relação a E0 – 7500 rpm. ............ 39

Tabela 3.5: Valores de Pressão máxima (MPa) e desvio relativo (%) para

diferentes combustíveis – FIAT FIRE .14 FLEX. ......................................................... 40

Tabela 3.6: Valores de potência simulada e experimental para várias rotações

do motor. .................................................................................................................... 42

Tabela 4.1: Valores dos coeficientes , j=1,...,5, para o cálculo do

[J/mol.K] (LANZAFAME e MESSINA, 2005), no intervalo de 100 K a 5000 K. ............ 46

Tabela 4.2: Coeficientes , j=1,...,5, para o [J/mol.K], calculados no

presente trabalho, das substâncias C8H16 e C2H5OH no regime de gás ideal,

no intervalo de 300 K a 4000 K. .................................................................................. 46

Tabela 4.3: Valores de entalpia de formação e entropia absoluta a 25°C e 1

atm obtidos com o programa NASA ThermoBuild para as substâncias

consideradas neste estudo. ........................................................................................ 47

Tabela 4.4: Valores de exergia padrão de algumas substâncias. ............................... 55

Tabela 5.1: Porcentagens em volume de cada espécie da mistura de

combustíveis. .............................................................................................................. 66

Tabela 5.2: Especificações técnicas do motor de motocicleta 150 cc flex

utilizada neste trabalho. .............................................................................................. 67

Tabela 5.3: Duração da combustão e para diferentes rotações do

motor – H0. ................................................................................................................. 74

Tabela 5.4: Valores-base dos parâmetros principais da análise exergética. ............... 79

Tabela 5.5: Balanço exergético percentual (%) para H0, H25, H50, H75 e

H100 – 7500 rpm. ....................................................................................................... 88

Tabela 5.6: Eficiências exergéticas de cada processo para diferentes misturas

– 7500 rpm. ................................................................................................................ 88

Tabela 5.7: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para

diferentes (rpm)– H0. .............................................................................................. 93

xix


diferentes (rpm)– H25. ............................................................................................ 93


diferentes (rpm)– H50. ............................................................................................ 94


diferentes (rpm)– H75. ............................................................................................ 94


diferentes (rpm) – H100. ......................................................................................... 94


diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ................................................................. 102


diferentes valores de – H25 – 7500 rpm. ............................................................... 102






diferentes valores de – H100 – 7500 rpm............................................................... 103


diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm. ........................................... 110


diferentes valores de (grau APMS) – H25 – 7500 rpm. ......................................... 110


diferentes valores de (grau APMS) – H50 – 7500 rpm. ......................................... 111


diferentes valores de (grau APMS)– H75 – 7500 rpm. .......................................... 111


diferentes valores de (grau APMS) – H100 – 7500 rpm. ....................................... 111


diferentes valores de – H0 – 7500 rpm. ................................................................. 118







xx


diferentes valores de – H100 – 7500 rpm. ............................................................. 119

Tabela I.1: Valores das propriedades termodinâmicas - N2. ..................................... 131

Tabela I.2: Valores das propriedades termodinâmicas - O2. ..................................... 132

Tabela I.3: Valores das propriedades termodinâmicas – CO2. .................................. 133

Tabela I.4: Valores das propriedades termodinâmicas - CO. .................................... 134

Tabela I.5: Valores das propriedades termodinâmicas - H2O. .................................. 135

Tabela I.6: Valores das propriedades termodinâmicas - H2. ..................................... 136

Tabela I.7: Valores das propriedades termodinâmicas – NO. ................................... 137

Tabela I.8: Valores das propriedades termodinâmicas – OH. ................................... 138

Tabela I.9: Valores das propriedades termodinâmicas – N. ...................................... 139

Tabela I.10: Valores das propriedades termodinâmicas – O. ................................... 140

Tabela I.11: Valores das propriedades termodinâmicas – H. .................................... 141

Tabela II.1: Balanço exergético da fase fechada (J) para várias rotações do

motor – H0. ............................................................................................................... 142


motor – H25. ............................................................................................................. 142


motor – H50. ............................................................................................................. 142


motor – H75. ............................................................................................................. 143


motor – H100. ........................................................................................................... 143

Tabela II.6: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes – H0 –

7500 rpm. ................................................................................................................. 143


7500 rpm. ................................................................................................................. 144


7500 rpm. ................................................................................................................. 144


7500 rpm. ................................................................................................................. 144

Tabela II.10: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes – H100

– 7500 rpm. .............................................................................................................. 145

Tabela II.11: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes (grau

APMS) – H0 – 7500 rpm. .......................................................................................... 145


APMS) – H25 – 7500 rpm. ........................................................................................ 145

xxi


APMS) – H50 – 7500 rpm. ........................................................................................ 146


APMS)– H75 – 7500 rpm. ......................................................................................... 146


APMS) – H100 – 7500 rpm. ...................................................................................... 146


7500 rpm. ................................................................................................................. 147


– 7500 rpm. .............................................................................................................. 147


– 7500 rpm. .............................................................................................................. 147


– 7500 rpm. .............................................................................................................. 148


– 7500 rpm. .............................................................................................................. 148

Tabela III.1: Eficiência exergética global (%) para diferentes (rpm). ................ 149

Tabela III.2: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de –

7500 rpm. ................................................................................................................. 149

Tabela III.3: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de

(grau APMS) – 7500 rpm. ......................................................................................... 149

Tabela III.4: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de –

7500 rpm. ................................................................................................................. 149

xxii

LISTA DE SÍMBOLOS

Símbolos

Coeficiente da equação de Wiebe (adimensional)

Área (m2)

Diâmetro do cilindro (m)

Calor específico a pressão constante (J/kg.K)

Dimensão fractal (adimensional)

Exergia específica (J/kg)

Exergia específica de fluxo (J/kg)

Exergia (J)

Fração do calor de vaporização do combustível (adimensional)

Entalpia específica (J/kg)

Coeficiente de transferência de calor por convecção (W/m2.K)

Irreversibilidade (J)

Irregularidades locais da frente de chama turbulenta (mm)

Coeficiente da equação de Wiebe (adimensional)

Massa total dentro do cilindro (kg)

Massa molecular (g/mol)

Potência efetiva (kW)

Potência de atrito (kW)

Potência indicada (kW)

Pressão parcial do componente da mistura (Pa)

Pressão (Pa)

xxiii

Pressão média efetiva de fricção (Pa)

Calor de vaporização do combustível (J/kg)

Calor transferido (J)

Constante universal dos gases (J/mol.K)

Entropia específica (J/kg.K)

Entropia (J/K)

Geração de entropia (J/K)

Temperatura (K)

Energia interna específica (J/kg)

Velocidade de escoamento turbulenta dos gases (m/s)

Volume específico (m³/kg)

Velocidade instantânea do pistão (m/s)

Volume do cilindro (m³)

Trabalho (J)

Trabalho líquido (J)

Fração de combustível queimada (adimensional)

Fração molar (adimensional)

Letras gregas

Fator de escala do enrugamento da superfície de frente

de chama turbulenta (adimensional)

Duração da combustão (grau)

Variação da exergia entre os estados inicial e final (J)

Eficiência exergética (adimensional)

Ângulo do virabrequim (grau)

Ponto ou avanço de ignição (grau APMS)

xxiv

Relação ou razão de compressão (adimensional)

Fator de excesso de ar (adimensional)

Erro relativo (adimensional)

Viscosidade cinemática (m2/s)

Massa específica (kg/m3)

Rotação do motor (rpm)

Subscritos

Referente ao estado de referência

Referente aos estados inicial e final de um sistema

Referente ao processo de admissão

Referente às perdas auxiliares por fricção

Referente à mistura ar/combustível queimada

Referente ao escoamento de blow-by

Referente à bomba injetora

Referente ao processo de combustão

Referente ao comando de válvulas

Referente ao combustível

Referente ao processo de compressão

Referente à entrada de um volume de controle

Referente ao processo de escape

Referente à vaporização do combustível

Referente ao processo de expansão

Referente às condições de formação

Referente à fase aberta do ciclo

xxv

Referente à fase fechada do ciclo

Referente à eficiência global

Referente a um componente da mistura; ou ao início de um processo

Referente a um escoamento laminar

Referente a uma mistura de gases

Referente à parede do cilindro

Referente ao pistão

Referente à transferência de calor

Referente à saída de um volume de controle

Referente a um escoamento turbulento

Referente à mistura ar/combustível não queimada

Referente ao virabrequim

Referente ao trabalho líquido

Sobrescritos

Valor em base molar de uma grandeza

Referente ao estado de referência

Química

Termomecânica

xxvi

LISTA DE SIGLAS

ANP Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis

APMI Antes do ponto morto inferior

APMS Antes do ponto morto superior

AVE Abertura da válvula de escape

DPMI Depois do ponto morto inferior

E Teor de Etanol Anidro Combustível na Gasolina

EAC Etanol Anidro Combustível

EHC Etanol Hidratado Combustível

FVA Fechamento da válvula de admissão

H Teor de Etanol Hidratado Combustível na mistura de Gasolina E22 e

Etanol Hidratado Combustível

PCI Poder calorífico inferior

PMI Ponto morto inferior

PMS Ponto morto superior

1

1. INTRODUÇÃO

1.1 Motivação e Objetivos

Com o aumento do preço do petróleo e sua previsível escassez em um futuro

não muito distante, atrelado a uma consciência ambiental crescente, busca-se por

combustíveis alternativos à gasolina e ao diesel como hidrogênio, etanol, entre outros.

Todavia, de acordo com MACLEAN e LAVE (2003), o progresso contínuo do aumento

da eficiência de motores de combustão interna (MCI), redução na emissão de

poluentes, e fornecimento a baixo custo da gasolina inibe o desenvolvimento de

tecnologias de propulsão associadas a combustíveis alternativos.

De acordo com SANTOS (2007), a necessidade de integração energético-

ambiental impulsiona o estudo sobre energias alternativas para a substituição de

fontes energéticas tradicionais.

No âmbito dos combustíveis alternativos e renováveis, o Brasil já possui larga

experiência. O uso consolidado do etanol como alternativa ao uso da gasolina e o

desenvolvimento e a utilização do biodiesel fazem do Brasil referência mundial. Tanto

é que, no ano de 2003, teve inicio no Brasil a montagem de veículos com tecnologia

flex-fuel, permitindo ao usuário de veículos automotivos a opção de utilizar gasolina e

etanol juntos e em qualquer proporção.

Dois países estão na vanguarda dentre os que produzem e consomem etanol,

Brasil e EUA. Ambos possuem a tecnologia flex-fuel, sendo que nos EUA foi adotado

como limite máximo na mistura de gasolina/etanol o percentual em volume de até 85%

de Etanol Anidro Combustível (EAC). Enquanto no Brasil, os veículos flex funcionam

com até 100% de Etanol Hidratado Combustível (EHC), e a gasolina comum possui de

18 a 25% em volume de EAC (ANP, 2011a).

Após enorme crescimento na venda de motocicletas no Brasil, e seguindo

tendência nacional, os fabricantes de motocicletas investiram no desenvolvimento da

tecnologia flex para motocicletas de baixa cilindrada. Em 2009 foi fabricada no Brasil a

primeira motocicleta com tecnologia flex-fuel do mundo.

Dessa forma, se faz necessário intensificar os estudos em MCI, tanto quando

estes operam com combustíveis provenientes do petróleo quanto combustíveis

alternativos, a fim de se auxiliar na decisão de qual o combustível mais adequado a

ser utilizado nos próximos anos. Decisão difícil, pois não há um combustível que

supere todos os demais em todos os parâmetros desejáveis.

2

Com o agravamento da poluição ambiental, as normas que limitam as

emissões de poluentes de veículos automotivos leves, no Brasil e em outros países,

estão ficando cada vez mais rigorosas. Tendo em vista a crescente participação dos

ciclomotores dentro da frota nacional, e que os fatores de emissões destes serem

bastantes elevados devido à tecnologia defasada empregada pelas montadoras

brasileiras, o Governo Federal decidiu agir também neste segmento. Baseado na

experiência da legislação europeia promulgou a Resolução CONAMA n.º297/02,

instituindo o Programa de Controle da Poluição do Ar por Motocicletas e Veículos

Similares - PROMOT, com limites de emissões para os ciclomotores, motociclos e

similares VICENTINI (2011).

Devido a esse fato tornou-se de grande importância o estudo e simulação de

motores de motocicleta em busca de motores mais eficientes, isto é, que consumam

menos combustível e emitam menos poluentes sem prejuízo ao desempenho.

De acordo com BARROS (2003), até meados de 1960, o empirismo dominou o

desenvolvimento tecnológico de MCI. A partir deste momento, o desenvolvimento

tecnológico do computador tornou a simulação uma ferramenta importante na

pesquisa de MCI, permitindo uma significativa melhoria de desempenho, redução de

emissão de poluentes e viabilizando sistemas de controle mais eficientes.

Segundo SOUZA JUNIOR (2009), a modelagem dos fluidos em motores de

combustão interna é considerada um assunto de grande importância no ambiente

acadêmico e de pesquisa, pois há necessidade de se obter informações sobre o

comportamento do motor antes mesmo de sua fabricação. Torna-se de fundamental

importância se entender o fenômeno da combustão em MCI, por ser um fenômeno de

alta complexidade devido à coexistência de diversos processos como a cinética de

muitas reações químicas de diferentes compostos orgânicos, escoamentos reativos,

multifásicos e turbulentos.

Com um modelo de simulação de um motor pode-se: estudar o comportamento

do motor, desenvolver um melhor entendimento dos processos em estudo, identificar

os parâmetros operacionais relevantes e diminuir os custos da pesquisa experimental,

reduzindo assim o tempo e recursos gastos com protótipos e testes, e prever o

comportamento do motor utilizando combustíveis diferentes (BECERRA, 1996).

Durante muitos anos utilizou-se, com sucesso, modelos de simulação que se

baseiam na Primeira Lei da Termodinâmica para a simulação de MCI. Entretanto, as

análises de Primeira Lei são inadequadas para se estudar as irreversibilidades, isto é,

não é possível identificar precisamente os processos que deterioram o potencial para

realização de trabalho.

3

Uma melhor utilização de recursos energéticos pode ser conseguida pela

redução da destruição de exergia (definida no Cap. 2) no interior de um sistema. O

objetivo da análise exergética é a identificação dos processos onde a destruição de

exergia e as perdas acontecem e que estas sejam organizadas tendo em vista a sua

importância (MORAN e SHAPIRO, 2009).

Dentro do contexto exposto, o presente trabalho tem como objetivo realizar a

simulação computacional e a análise exergética de um motor de motocicleta

bicombustível de baixa cilindrada, operando com diferentes proporções de gasolina e

etanol. Para tal propõe-se modelar computacionalmente o motor com o apoio do

simulador de motores AVL Boost®. Para realizar a análise exergética será elaborado

um código na plataforma Wolfram Mathematica® que irá utilizar como dados de

entrada os resultados obtidos no simulador de motores.

A partir da integração do simulador de motores e do programa de análise

exergética, mostrada posteriormente no Cap. 4, passa a ser possível alterar

parâmetros de funcionamento do motor e tipos de combustíveis, e analisar o impacto

sobre a destruição de exergia durante os processos que compõem o ciclo de

funcionamento do motor: admissão, compressão, combustão, expansão e escape.

1.2 Organização da dissertação

No Cap. 2 é apresentada uma revisão da literatura para os modelos de

combustão em motores, simulação de motores com gasolina e etanol, análise

exergética e análise exergética de motores de combustão interna.

No Cap. 3 é apresentada a descrição do programa AVL Boost®, software de

simulação de motores, juntamente com os dados de entrada e modelos de combustão,

transferência de calor e fricção adotados para a simulação do motor de motocicleta.

Também é apresentada no Cap. 3 a validação do simulador de motores AVL Boost® a

partir de comparações realizadas entre os resultados aqui obtidos com o programa e

resultados de simulações de motores com misturas de gasolina e etanol encontrados

na literatura.

No Cap. 4 são apresentados os equacionamentos necessários para a

realização da análise exergética do motor de motocicleta. Também são apresentados

os cálculos das propriedades termodinâmicas da mistura ar/combustível tais como

calor específico, entalpia, entropia e exergias específicas.

4

No Cap. 5 são apresentados os resultados obtidos através de simulações com

o programa AVL Boost® para o motor de motocicleta deste estudo. No Cap. 5 também

se apresentam os gráficos e as tabelas dos resultados obtidos através do programa

elaborado no Wolfram Mathematica® para a análise exergética do motor com

diferentes misturas de gasolina e etanol.

No Cap. 6 são discutidas as conclusões e sugestões de trabalhos futuros a

partir dos dados obtidos com as simulações do motor de motocicleta.

5

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

De acordo com RAKOPOULOS e GIAKOUMIS (2006), modelos

termodinâmicos de MCI têm servido como ferramentas efetivas para análise do

desempenho do motor e da sensibilidade de diversos parâmetros de operação. Por

outro lado, desde há muito se compreendeu que a tradicional análise de Primeira Lei,

que é necessária para modelar os processos do motor, frequentemente falha em dar

ao engenheiro a melhor visão sobre o funcionamento de um MCI. A fim de analisar o

desempenho do motor, isto é, avaliar as ineficiências associadas a vários processos, a

análise de Segunda Lei da Termodinâmica deve ser aplicada.

Neste capítulo será apresentada uma revisão de literatura acerca da

modelagem de motores, classificação dos modelos de combustão, trabalhos

envolvendo motores de motocicleta e análises de Primeira e Segunda Lei de MCI.

2.1 Modelagem de motores de combustão interna

Na simulação de MCI é necessária atenção na escolha do modelo de

combustão, pois ele influenciará fortemente os resultados obtidos. A escolha

dependerá do número de dados experimentais disponíveis para a simulação e dos

fenômenos a serem analisados.

Nesta seção será apresentada a classificação dos modelos de combustão e

alguns trabalhos nacionais e internacionais acerca de simulação de MCI que utilizam

diferentes modelos. Onde serão apresentados alguns conceitos de fundamental

importância utilizados neste estudo.

2.1.1 Classificação dos modelos de combustão em MCI

De acordo com SOUZA JUNIOR (2009), a modelagem do fenômeno da

combustão, principalmente na última década, apresentou significativos avanços.

Entretanto, a complexidade desse fenômeno ainda oferece muitos obstáculos, os

quais devem ser cuidadosamente analisados e avaliados como relevantes ou não para

a construção de um modelo confiável para cada caso.

HEYWOOD (1988) fornece uma introdução muito boa para o assunto e enfatiza

a interdependência e complexidade da combustão em motores. HEYWOOD (1988)

6

comenta que a combustão em MCI ocorre tridimensionalmente em uma geometria

complexa, dependente do tempo, em um escoamento turbulento, com um combustível

contendo uma mistura de hidrocarbonetos e com reações de combustão mal

compreendidas.

Na literatura são encontradas diversas classificações dos modelos de

combustão em motores, dentre elas destacam-se as dos trabalhos de BARROS

(2003), STONE (1999), HEYWOOD (1980), NIGRO (2006) e RAMOS (1989), como

exposto abaixo.

Uma classificação de modelos de combustão é apresentada por STONE

(1999), sendo que este adota a mesma divisão de HEYWOOD (1980), dividindo os

modelos em três categorias: zero-dimensionais, quasi-dimensionais e multi-

dimensionais. Segundo STONE (1999), todos os modelos visam fazer previsões de

eficiência, desempenho e emissões do motor a pistão.

Zero-dimensional ou Fenomenológico – utiliza modelos empíricos para modelar

o fenômeno de transferência de calor em motores. O tempo é a única variável

independente.

Quasi-dimensional – separa a mistura ar/combustível em duas zonas: zona

queimada e zona não queimada, e utiliza um submodelo para estimar a

turbulência dentro da câmara. O tempo ainda é a única variável independente.

Multi-dimensional – similares aos modelos quasi-dimenionais quanto à divisão

da câmara em duas zonas. Utilizam sistemas de equações diferenciais parciais

para o cálculo da conservação da massa, quantidade de movimento, energia e

espécies em uma ou mais dimensões, com o objetivo de prever a propagação

da chama. Envolvem além do tempo como variável independente uma ou mais

dimensões espaciais.

BARROS (2003) adota a classificação de STONE (1999) e adiciona um quarto

grupo, referente a modelos algébricos para tornar a classificação mais abrangente,

sendo que os modelos algébricos utilizam um sistema de equações derivadas de

relações da termodinâmica clássica, associadas a eficiências que corrigem os

resultados do ciclo ideal para um ciclo real. Os sistemas de controle em tempo real

utilizam este tipo de modelo devido ao seu baixo custo computacional e a facilidade de

se introduzir correções empíricas para um motor específico.

NIGRO (2006) divide os modelos de combustão de maneira bem simplificada,

em zero-dimensional ou termodinâmicos e multi-dimensionais, dependendo se as

equações de governo incluem ou não variáveis espaciais. O autor também comenta

7

que, dependendo do fenômeno a ser analisado e os recursos computacionais

disponíveis, podem-se assumir certas hipóteses simplificadoras e desprezar algumas

coordenadas do conjunto de variáveis independentes, reduzindo significativamente o

custo computacional. Por exemplo, é muito comum em simulações de múltiplos dutos

de admissão e escape fazer análise unidimensional, mantendo apenas a direção axial

do tubo e uma seção transversal média.

Outra nomenclatura é proposta por RAMOS (1989) que divide os modelos de

combustão em quatro grupos: zona-simples, multizona, unidimensional e

multidimensional. De acordo com a divisão apresentada por STONE (1999), a

modelagem de zona-simples equivale ao modelo zero-dimensional, a modelagem

multizona a um modelo quasi-dimensional, e a modelagem unidimensional e

multidimensional a um modelo multidimensional.

Neste trabalho será adotada a divisão de modelos apresentadas no trabalho de

STONE (1999).

2.1.2 Simulações de MCI com modelos de combustão zero-

dimensionais

Este modelo utiliza um sistema de equações diferenciais ordinárias, associadas

a uma série de modelos empíricos para simular o motor. As características internas

obtidas do escoamento representam valores médios. Um método numérico típico de

solução do sistema de equações resultantes é o Runge-Kutta (BARROS, 2003).

ALLA (2002) realiza uma introdução acerca de simulação de motores de

ignição por centelha quatro tempos. A maioria dos parâmetros que afetam o

desempenho em MCI como razão ar/combustível, razão de compressão, ponto de

ignição, duração da combustão e taxa de liberação de calor na combustão são

investigados em seu trabalho. ALLA (2002) utiliza e equação de Wiebe para modelar

taxa de queima do combustível versus ângulo do virabrequim. Como resultado, foi

encontrado um aumento na eficiência térmica com o aumento da razão de

compressão e um decréscimo da eficiência com o aumento da duração de combustão.

Aumentando-se os valores de avanço de ignição, a eficiência térmica passa por um

ponto ótimo para depois decrescer. Esse comportamento é justificado pelo autor pela

variação do ângulo do pico de pressão e sua proximidade com o ponto morto superior

(PMS). Comportamento similar é encontrado quando se aumenta a razão

8

ar/combustível, mas é justificado pela variação provocada na curva de fração de

massa queimada.

SANTOS JUNIOR (2004) simulou um MCI de ignição por centelha com gás

natural (GNV) utilizando o mesmo sistema de equações proposto no trabalho de ALLA

(2002), que considera a razão entre os calores específicos constante durante os

processos que compõem a fase fechada do ciclo de funcionamento do motor que

compreende os processos de compressão, combustão e expansão. Para modelar o

processo de combustão, SANTOS JUNIOR (2004) adota a equação de Wiebe.

MELO (2007) realiza simulações computacionais de um motor de ignição por

centelha com tecnologia flex-fuel com gasolina, etanol hidratado e GNV durante os

processos de compressão, combustão e expansão. Foram desenvolvidas equações do

calor específico à pressão constante, em função da temperatura para os combustíveis

nacionais. O processo de combustão é modelado pela equação de Wiebe. Para cada

combustível são ajustados os parâmetros de Wiebe através de comparação entre as

curvas de pressão simuladas e experimentais. Como resultados são encontradas boas

correlações entre as curvas de pressão simuladas e experimentais.

SOUZA JUNIOR (2009) utiliza a mesma metodologia apresentada no trabalho

de MELO (2007), mas para simular um motor de ignição por compressão, utilizando

como combustíveis o diesel comercial (B3) e biodiesel. A modelagem da combustão é

feita através da função dupla de Wiebe, que descreve a taxa de liberação de energia

cedida pelo combustível durante as fases da combustão pré-misturada e da

combustão difusiva. Como resultados são encontrados erros entre valores de pressão

simulados e experimentais inferiores a 8%.

TENG et al. (2011) investigam as flutuações de pressão nos dutos de admissão

e escape de um motor monocilíndrico de ignição por compressão, e para tal utilizam o

software AVL Boost® para a simulação do motor e utilizam o modelo zero-dimensional

de Wiebe para simular o processo de combustão. Os autores comparam os resultados

de simulação com resultados experimentais e observam pequenos desvios e

concluem que o programa AVL Boost® pode ser usado com o intuito de averiguar o

escoamento nos dutos de admissão e escape.

9

2.1.3 Simulação de MCI com modelos de combustão quasi-

dimensionais

Este modelo utiliza um sistema de equações diferenciais ordinárias, associadas

também a uma série de modelos semi-empíricos, tais como de turbulência e de chama

turbulenta. Normalmente, envolve como variáveis independentes o tempo, ou ângulo

da árvore de manivelas, e uma dimensão axial. Um dos métodos mais usados para

solução do sistema de equações é o Método das Características (BARROS, 2003).

BAYRAKTAR (2005) estuda os efeitos da adição de etanol à gasolina sobre um

MCI monocilíndrico de ignição por centelha no desempenho e emissões, onde são

realizados experimentos e simulações computacionais. Para a simulação do motor, um

modelo quasi-dimensional, que foi primeiramente elaborado pelo autor para simulação

de MCI a gasolina, é adaptado para misturas de gasolina e etanol. Como resultados,

foram encontrados que a adição de etanol à gasolina leva a uma mudança no formato

da curva de liberação de energia, ocasionando um aumento nos picos de pressão e

temperatura e uma diminuição na duração de combustão. Referente às emissões, foi

encontrado que a adição de etanol diminui drasticamente os valores de emissões para

CO, entretanto, ocasionando um aumento nas concentrações de NO, justificado pelos

valores de temperatura mais elevados alcançados com o etanol.

RIVAS (2011) realiza uma avaliação no modelo de duas zonas Fractal, com a

adição de um submodelo para simular a interação chama/parede do processo de

combustão. Em seu trabalho é apresentado passo-a-passo a fenomenologia do

modelo Fractal, juntamente com o novo sistema de equações diferencias a ser

resolvido com a adição do submodelo da interação chama/parede. O modelo foi

validado com resultados experimentais, e como resultado foi encontrado que quando o

submodelo chama/parede não é considerado a curva de liberação de energia é

superestimada no final do processo de combustão, como também a curva de pressão.

Quando o submodelo de interação chama/parede é considerado, são obtidos valores

mais próximos aos experimentais.

CARVALHO (2011) propôs em seu trabalho uma nova ferramenta para análise

de plantas energéticas que utilizam MCI, que consiste em uma modelagem integrada

do simulador de motores AVL Boost® a um simulador de processos, permitindo uma

representação preditiva do comportamento do MCI na planta, e para simular a

combustão utilizou o modelo de duas zonas Fractal, justificando a sua escolha pelo

fato deste modelo ser preditivo e capaz de calcular como a liberação de energia ocorre

10

para diferentes combustíveis. Os resultados indicam que não houve restrição quanto

ao emprego do modelo Fractal para diferentes combustíveis e condições de operação,

proporcionando à modelagem integrada a possibilidade de mudança de combustíveis

e condições de operação sem novos ajustes do modelo Fractal.

MELO (2012) estudou a influência da adição de diferentes teores de etanol

hidratado à gasolina no desempenho e emissões de um MCI de ignição por centelha,

e para tal, utilizou o modelo Wiebe Duas Zonas. Foram realizados experimentos para

a medição do desempenho e emissões e também foram obtidas as curvas de pressão

para diferentes condições de operação. Os dados experimentais foram utilizados para

validar a simulação computacional com o programa AVL Boost® e comparar e eficácia

do modelo Wiebe Duas Zonas quanto à sua capacidade preditiva referente às

emissões de alguns poluentes. Como resultados, MELO (2012) encontrou que os

perfis das curvas de pressão simuladas para diferentes cargas ficaram próximos aos

valores experimentais. Entretanto, a cada nova mistura de gasolina e etanol foram

necessários os ajustes dos parâmetros do modelo de combustão Wiebe Duas Zonas,

para se obter uma boa proximidade com os valores experimentais de emissões. Sendo

observado que o modelo Wiebe Duas Zonas não foi preditivo referente às emissões

em motor veicular quando se varia a composição do combustível.

2.2 Simulação e trabalhos experimentais de motores de

motocicleta

Nesta seção será apresentada uma revisão de trabalhos envolvendo motores

de motocicletas dos últimos dez anos, organizados em ordem cronológica,

encontrados na literatura nacional e internacional. São apresentados tanto os que

utilizaram simulações computacionais como ferramenta de análise como os que

realizaram experimentos em bancadas de testes de MCI.

LI et al. (2003) realizaram modificações em um motor de motocicleta de 125cc

originalmente a gasolina para operar com etanol. Os efeitos do tempo de injeção de

combustível, relação ar/combustível e avanço de ignição sobre a potência de saída,

consumo de combustível e emissão de poluentes do motor foram avaliados em uma

bancada de testes. Os autores concluem que o etanol seria um combustível promissor

para ser utilizado em motores de motocicleta, pois nos testes realizados foi encontrado

um aumento de 5,4% e 1,6% na potência e torque máximos, e uma redução nos níveis

de emissão de CO, NOx e HC. Entretanto, os autores alertam para o aumento

11

significativo de 50% no consumo de combustível do etanol quando comparado com a

gasolina. Os autores sugerem que se houvesse um aumento na relação de

compressão do motor melhores resultados referentes ao consumo de combustível

poderiam ser obtidos.

JIA et al. (2005) estudaram as características das emissões de uma

motocicleta quatro tempos, 125 cc, através de análise por cromatografia gasosa.

Foram utilizadas as misturas de gasolina/etanol E0 e E10, onde “E” representa

quantida de etanol anidro na mistura gasolina e etanol. Os resultados indicam que as

emissões de CO e HC nos gases de escape do motor são mais baixas com a

operação de E10, em comparação com a utilização de gasolina sem chumbo, ao

passo que o efeito da adição etanol sobre a emissão de NOx não é significativa.

Entretanto, foi encontrado com E10 um aumento das emissões de etileno, acetaldeído

e etanol em relação à gasolina.

WU et al. (2007) simularam um motor de motocicleta de 125 cc com gasolina

com o apoio do programa Matlab®. Os autores desenvolveram modelos para calcular o

escoamento e as perdas de carga nos dutos de admissão e escape e, em busca da

melhor configuração, realizaram mudanças nos valores do diâmetro e comprimento

dos dutos, e compararam os valores obtidos na simulação de pressão, (pressão

média efetiva de atrito), torque, eficiência volumétrica com valores obtidos em

experimentos. Os autores utilizaram para modelar o fenômeno da combustão o

modelo zero-dimensional de Wiebe. Após ajustar os parâmetros da equação de Wiebe

obtiveram uma ótima correlação com os resultados experimentais de pressão.

LIN et al. (2008) examinaram os efeitos da variação da porcentagem do etanol

na mistura gasolina/etanol (E0, E3, E10, E20, E30, E40) sobre a razão ar/combustível

e emissões em motocicleta carburada de 125 cc, em testes realizados em

dinamômetro. Os autores reportam problemas de partida no motor com concentrações

de etanol superiores a 60%. Referente às emissões, os autores encontraram que, em

geral, quando as concentrações de etanol são aumentadas, as emissões de CO

diminuem, as emissões de HC primeiramente diminuem e depois aumentam, e as

emissões de NOx primeiramente aumentam e depois diminuem.

YAO et al. (2009) também investigaram as emissões de CO, NOx e HC de uma

motocicleta 125 cc carburada com gasolina pura (E0), E3, E10, E15 e E20, em um

dinamômetro chassi. Como resultados, foram encontradas reduções nas emissões de

CO e NOx e um aumento nas emissões de HC.

PEÑARANDA et al. (2010) geraram mapas de calibração de tempos de injeção

de combustível de um motor de motocicleta de 35 cc, através de simulações com o

programa de simulação de motores GT-POWER®, e utilizaram gasolina e etanol como

12

combustível. Após as simulações, os autores utilizaram os resultados obtidos de

tempos de injeção em um motor instrumentado acoplado a um dinamômetro, onde

foram realizadas várias medições. Com base na comparação entre os resultados

obtidos pelas simulações e os dados experimentais, os autores concluem que a

predição dos valores de controle de um motor de combustão interna através de

simulações numéricas permite uma calibração precisa da unidade de controle

eletrônico, e os erros obtidos nas simulações são gerados pelas hipóteses e modelos

adotados.

AZEVEDO NETO et al. (2010) realizaram ensaios de emissões em

dinamômetro veicular de motocicleta com injeção eletrônica com tecnologia flex-fuel

150 cc com misturas de gasolina e etanol. Os combustíveis utilizados foram H0, H50 e

H100, onde o “H” representa a porcentagem de etanol hidratado combustível (EHC) na

mistura de gasolina E22 (com 22% v/v de etanol anidro) e EHC. Como resultados, os

autores encontram que, com os três combustíveis, a motocicleta flex-fuel utilizada nos

testes não apresentou problemas em atender os limites de CO, HC e NOx

especificados pela legislação de emissões vigente no Brasil, PROMOT III. Entretanto,

observou-se que nas emissões de CO, os valores diminuem quando se utilizam os

combustíveis H75 e H100 em relação à gasolina E22 (H0), apresentado melhores

resultados com o H75, fato que tem relação com o aumento do consumo, quando se

utiliza o H100. Já nos resultados das emissões de HC, observam-se valores muito

próximos da H0 e do H100, obtendo novamente melhores resultados com o

combustível H75. E nos resultados de NOx não foram observadas discrepâncias

significativas com os três combustíveis.

Dando prosseguimento aos seus estudos, AZEVEDO NETO et al. (2011)

realizaram ensaios em dinamômetro veicular visando analisar o desempenho de

motocicleta flex-fuel 150 cc referente a torque, potência e velocidade com gasolina

E22, H75 e EHC. Os estudos mostraram que utilizando o combustível EHC foram

obtidos os melhores resultados de torque, potência e velocidade máximos, enquanto

que com E22 foram obtidos os valores mais baixos. Os valores de torque, potência e

velocidade obtidos com F75 ficaram entre os valores da Gasolina E22 e o EHC. Os

autores concluem que, referente ao desempenho, o EHC se apresentou como uma

boa opção de combustível em motores de motocicleta de baixa cilindrada.

TUAN et al. (2011) realizaram simulações de um motor de motocicleta

carburada de 100 cc, originalmente a gasolina, com várias misturas de gasolina e

etanol (E0, E5, E10, E20 e E85) , utilizando o programa de simulação de motores AVL

Boost® e modelo de combustão Fractal. O objetivo era analisar os efeitos da adição de

etanol na potência e emissões mantendo-se a vazão de combustível constante, isto é,

13

sem nenhuma alteração no sistema de injeção de combustível. Como resultados, os

autores encontraram que a redução no valor de potência em relação à gasolina é

inferior a 3,3% até concentrações de 20% de etanol da mistura, entretanto, chegando

a valores superiores a 35% com E85. O valor elevado na redução de potência quando

se utiliza E85 é justificado pelos autores pelo fato da vazão de combustível ter sido

mantida constante, o que resultou em uma mistura pobre de combustível, ocasionando

baixos valores de picos de pressão dentro do cilindro com misturas com maior

concentração de etanol, como pode ser observado na Fig. 2.1. Quanto às emissões,

os autores encontraram que, com altas concentrações de etanol ocorreram reduções

nos valores de CO, NOx e HC.

Figura 2.1 – Curvas de pressão e temperatura simuladas com o programa AVL Boost®

de um motor de motocicleta utilizando misturas de gasolina e etanol (adaptado de TUAN et al., 2011).

YANG et al. (2012) analisaram as emissões de CO2, CO, NOx e HC de uma

motocicleta de baixa cilindrada em um dinamômetro veicular rodando com gasolina

pura (E0) e E3. Os autores justificaram a escolha dos combustíveis dos testes

afirmando que até 10% de etanol na mistura não são necessárias alterações na

motocicleta, mas para se ter uma margem de segurança, utilizaram uma mistura com

até 3% de etanol. Os resultados mostraram um decréscimo nas emissões de CO e HC

quando se utilizou E3 em relação à gasolina pura de, respectivamente, 20% e 5,3%.

Entretanto, foram encontrados através dos testes aumentos nos valores das emissões

de 5,2% para o NOx e 2,6% para o CO2 quando se utilizou E3.

Pode-se observar nos estudos apresentados nesta subseção que o foco

principal da maioria dos trabalhos envolvendo motores de motocicleta foi de avaliar as

emissões de poluentes. Não foi encontrado em nenhum trabalho, nesta revisão

bibliográfica, um estudo mais aprofundado acerca dos efeitos da variação de

14

parâmetros de operação sobre a combustão de diferentes misturas de gasolina e

etanol hidratado em motor de motocicleta.

2.3 Exergia e análise exergética

De acordo com CARVALHO (2011), a palavra exergia foi apresentada pela

primeira vez em 1953, durante um congresso científico, pelo professor esloveno Zoran

Rant. Os conceitos de exergia foram apresentados por Josiah Gibbs em 1873.

Entretanto, suas bases termodinâmicas fundamentais foram lançadas quase cinquenta

anos antes por Sadi Carnot. Em seu artigo de 1824, Reflexões sobre a potência motriz

do fogo, onde Carnot afirma que:

[...] a produção de calor exclusivamente não é suficiente para gerar potência

propulsora: é necessário que também exista o frio; sem isso, o calor seria inútil.

E de fato, se encontrássemos ao nosso redor somente corpos tão quentes

como nossas fornalhas, como poderíamos condensar o vapor? O que

poderíamos fazer com ele, uma vez produzido? Não podemos presumir que

poderíamos descarregar na atmosfera, como ocorre em alguns motores; a

atmosfera não iria recebê-lo. Ela o recebe nas circunstâncias atuais das coisas,

somente porque cumpre o papel de um enorme condensador, porque tem uma

menor temperatura.

Neste trecho, Carnot observa que sem uma diferença de temperatura não é

possível à obtenção de potência propulsora. Nota-se, desta maneira, que o potencial

de geração de trabalho de um determinado sistema não é possível de ser obtido

olhando-se apenas para o sistema isoladamente, é necessário também observar o

ambiente. Esta constatação seria utilizada posteriormente para a definição da exergia.

Muitas nomenclaturas já foram utilizadas no lugar de exergia e, segundo

GALLO (1990), esta já foi chamada de energia disponível, disponibilidade, energia

utilizável, trabalho útil máximo e essergia.

Dentre as definições encontradas na literatura tem-se, por exemplo, a de

MORAN e SHAPIRO (2009) que definem a exergia como o máximo trabalho teórico

possível de ser obtido a partir de um sistema global, composto por um sistema e o

ambiente, conforme este entra em equilíbrio com o ambiente (atinge o estado morto).

É interessante notar que, ao contrário da energia, a exergia associada a um fluxo (ou

sistema) não se conserva, sendo sempre reduzida à medida que existem

15

irreversibilidades inerentes ao processo de conversão de energia (PELLEGRINI et al.,

2005).

Quando é realizada uma análise exergética, a confirmação de pontos onde em

um processo poderão ocorrer perdas será identificada com certa facilidade, visto que

são nesses pontos onde ocorre a maior destruição da exergia. Esta destruição de

exergia é função das irreversibilidades do processo ou da degradação da qualidade

dos recursos energéticos (KOTAS, 1985).

De acordo com COSTA (2007), a análise exergética permite a avaliação da

conversão de energia, uma vez que proporciona uma ferramenta para uma clara

discussão entre perdas de exergia para o meio ambiente e irreversibilidades internas e

externas do processo. Para reduzir as perdas é necessário primeiramente quantificá-

las e este é o objetivo das análises de Segunda Lei (RAKOPOULOS e GIAKOUMIS,

2006).

Segundo TSATSARONIS e PARK (2002), é inapropriado utilizar a eficiência

exergética isoladamente para comparar o desempenho de diferentes componentes de

um sistema termodinâmico, pois cada processo possui, intrinsecamente, uma

quantidade de destruição de exergia evitável e inevitável, tendo desta forma

eficiências exergéticas típicas diferentes.

2.4 Análise exergética de motores de combustão interna

Segundo RAKOPOULOS e GIAKOUMIS (2006), a destruição de exergia –

frequentemente chamada de irreversibilidade – é a fonte do aproveitamento

incompleto do combustível em motores de combustão interna de ignição por centelha

e ignição por compressão. A redução das irreversibilidades pode levar a um melhor

desempenho do motor através da exploração mais eficiente do combustível. Os

autores declaram que os objetivos da análise de Segunda Lei para MCI são:

Avaliar os vários processos e dispositivos – calcular a capacidade de cada um

destes para a produção de trabalho.

Identificar os processos em que a destruição de exergia ocorre e para detectar

as fontes para essas destruições.

Quantificar as várias perdas e destruições no sistema.

Analisar o efeito de diferentes projetos sobre parâmetros termodinâmicos da

destruição de exergia e perdas.

16

Propor técnicas para a minimização da destruição de exergia e perdas, para

aumentar a eficiência geral.

Propor métodos para diminuir as destruições de exergia – mais precisamente

nos gases de exaustão e na transferência de calor – por hora ignoradas nas

análises convencionais.

Definir a eficiência de forma que diferentes aplicações podem ser estudadas e

comparadas, e as possíveis melhorias mensuradas.

CARVALHO et al. (2013) apresentam o diagrama de Grassmann para um MCI

(Fig. 2.1) a partir dos resultados obtidos com o simulador de motores AVL Boost® e o

simulador de processos IPSEpro®. Sendo esses diagramas muito utilizados por

KOTAS (1995) para esquematizar um fluxo de energia e exergia de um processo

termodinâmico. Na Fig. 2.1 é possível observar que uma grande parcela da exergia do

combustível é perdida através do sistema de exaustão e do sistema de refrigeração de

água do motor. De acordo com COSTA (2007), os valores elevados de exergia dos

gases de exaustão indicam a possibilidade do aproveitamento destas em um sistema

de cogeração.

Figura 2.2 – Diagrama de Grassmann para um motor de combustão interna (adaptado de CARVALHO et al., 2013).

17

De acordo com MORAN e SHAPIRO (2009), se os gases de exaustão de um

MCI forem descarregados diretamente para as suas vizinhanças, o potencial para o

desenvolvimento de trabalho desses gases será perdido. No entanto, algum trabalho

poderia ser produzido se esses gases fossem escoados para uma turbina. Esse

princípio é utilizado pelos turboalimentadores adicionados em alguns motores de

combustão interna. Entretanto, mesmo em motores turbo-alimentados, ainda há uma

grande parcela da exergia do combustível que é destruída através do calor rejeitado

nos gases provenientes da combustão.

Uma forma de diminuir a temperatura dos gases de exaustão é através da

utilização de combustíveis com menor poder calorífico, mas que de alguma forma

venha a compensar o baixo valor energético. Como exemplo tem-se o etanol, que

possui um poder calorífico inferior (PCI) menor que o da gasolina, entretanto possui

um número mais elevado de octanas, podendo desta forma trabalhar com relações de

compressão mais elevadas, aumentando por sua vez a eficiência do motor segundo

EYIDOGAN et al. (2009).

RAKOPOULOS e GIAKOUMIS (2006) também observam que as ações que

efetivamente promovem um aumento na eficiência exergética apontam para o

aumento nas pressões e temperaturas no processo de combustão, o aumento da

razão de compressão, melhor isolamento térmico das paredes do motor e o aumento

da pressão de sobrealimentação.

Muitas vezes, entretanto, a redução das irreversibilidades no processo de

combustão não é necessariamente traduzida em um aumento na potência do eixo,

mas na maior exergia perdida para as paredes da câmara ou para os gases de

exaustão (CARVALHO, 2011).

DANIEL e ROSEN (2002) pesquisaram as emissões de ciclo de vida de vários

combustíveis e automóveis, e chegaram à conclusão que a exergia química restante

nos gases de descarga é um bom indicador do seu impacto ambiental. Alguns

estudiosos poderiam sugerir a utilização de veículos elétricos por possuírem “emissão

zero” de poluentes atmosféricos. Entretanto, os autores analisaram treze caminhos

diferentes de ciclo de vida, para diversos combustíveis. Também incluíram veículos

elétricos e elétrico-híbridos. Chegaram à conclusão que o descarte das baterias

desses veículos podem exceder as emissões de veículos convencionais devido ao seu

alto valor de exergia química residual.

RAKOPOULOS et al. (2008a) fizeram a análise exergética de um motor de

ignição por centelha com misturas de gás natural e hidrogênio. Concluíram que um

dos principais motivos pelos quais a combustão do hidrogênio leva a menores

irreversibilidades, quando comparada com a combustão de hidrocarbonetos, deve-se à

18

particularidade em que duas moléculas simples (hidrogênio e oxigênio) são

combinadas em uma única molécula (água), contrariamente ao que ocorre na quebra

de uma longa cadeia de um hidrocarboneto.

Dando prosseguimento a estudos anteriores, RAKOPOULOS et al. (2008b)

utilizam um modelo de combustão multi-zona com o objetivo de investigar mais a

fundo as irreversibilidades presentes no processo de combustão em um MCI de

ignição por centelha. Uma das ferramentas utilizadas em seus estudos foi a de

observar a mudança nos termos do balanço de exergia dentro do cilindro durante a

fase fechada do ciclo, fase onde as válvulas de admissão e escape se encontram

fechadas, em função do ângulo do virabrequim (Fig. 2.3), onde pode ser visualizada

claramente a influência do processo de combustão em todos os termos do balanço.

Figura 2.3 – Termos do balanço de exergia em um MCI de ignição por centelha – durante a fase fechada do ciclo (adaptado de RAKOPOULOS, 2008b).

GALLO e MILANEZ (1992) estudaram, sob a ótica da Segunda Lei, a

combustão da gasolina e do etanol, utilizados separadamente em um motor veicular. A

simulação do motor foi realizada utilizando o modelo de combustão de Wiebe,

adotando um valor fixo de duração de combustão para a gasolina e para o etanol. Os

efeitos da variação do avanço de ignição, da duração da combustão e da rotação do

19

motor sobre a eficiência exergética foram determinados. Os autores encontram que a

eficiência de combustão é maior para o etanol, ainda que se compare à combustão da

gasolina na mesma faixa de razão de compressão.

SEZER et al. (2009) realizaram análise exergética de um motor de ignição por

centelha utilizando combustíveis oxigenados (metanol e etanol) e um não oxigenado

(gasolina). Nos resultados de seus estudos, SEZER et al. (2009) encontraram que o

valor das irreversibilidades decresceram, quando utilizaram combustíveis oxigenados

em comparação com a gasolina.

Os estudos apresentados nesta seção indicam que, por suas propriedades

físico-químicas, utilizando somente o etanol ou em misturas com a gasolina é possível

obter uma redução das destruições de exergia e, consequentemente, um aumento na

eficiência de Segunda Lei.

LIOR e RUDY (1988) analisaram os impactos da mudança nos valores de

razão de compressão ( 3,0; 6,2; 9,0) e fator de excesso de ar ( 1,0; 2,0; 4,0)

sobre os valores de eficiência exergética, em um motor idealizado funcionando através

do ciclo Otto. LIOR e RUDY (1988) encontraram que incrementando o valor do fator de

excesso de ar, a eficiência exergética do motor aumenta para depois começar a

decrescer em misturas muito pobres em combustível. Os autores também

encontraram que aumentando o valor da razão de compressão do motor obtém-se um

aumento no valor da eficiência exergética.

RAKOPOULOS (1993) deu prosseguimento ao trabalho de LIOR e RUDY

(1988), mas realizou uma análise exergética de um motor de ignição por centelha real.

Foram utilizados, como dados de entrada para a simulação, valores experimentais de

tempo de ignição, abertura e fechamento de válvulas e as concentrações das espécies

químicas medidas a cada grau do virabrequim. Foi realizada uma análise paramétrica

da influência do fator de excesso de ar ( 0,83; 1,00; 1,25), do ponto de ignição

( 15; 20; 30 grau APMS) e da razão de compressão ( 5,0; 7,0; 9,0) sobre os

valores da exergia da mistura ar/combustível. RAKOPOULOS (1993) observou que

aumentando o valor da razão de compressão do motor são obtidos valores mais

elevados de eficiência exergética, e são obtidos valores menores de exergia dos

gases de exaustão. Aumentando-se o fator de excesso de ar, foram obtidos valores

mais elevados de eficiência exergética. Adiantando o ponto de ignição, foram obtidos

valores mais elevados de eficiência exergética e valores menores da exergia dos

gases de exaustão. Também foi observado que, adiantando-se o ponto de ignição

obtém-se um aumento da exergia transferida via calor que, segundo RAKOPOULOS

(1993), é justificada pelo o aumento do tempo que os gases em temperaturas

elevadas se encontram em contato com as paredes do cilindro.

20

KOPAC e KOKTURK (2005) realizaram análise exergética de um motor de

ignição por centelha em diferentes rotações do motor (990 rpm a 3480 rpm). Os

autores tinham como objetivo determinar, a partir dos valores de eficiência exergética,

a rotação ótima do motor. Os autores econtraram que, o valor da eficiência exergética

do motor aumentava até um valor máximo em 2580 rpm para em seguida começar a

decrescer. A exergia dos gases de exaustão aumenta e a exergia transferida via calor

diminui com o aumento da rotação do motor.

Vale ressaltar que na literatura são encontrados trabalhos de análise exergética

de motores que utilizam misturas de etanol e gasolina, a exemplo dos estudos

realizados por GALLO e MILANEZ (1992). No entanto, com o recente surgimento de

motocicletas de baixa cilindrada flex-fuel, torna-se relevante a análise de Segunda Lei

deste caso em particular, devido à dificuldade em encontrar na literatura atual

trabalhos de análise exergética de motores de baixa cilindrada e alta rotação, caso do

motor de motocicleta deste estudo, utilizando misturas de gasolina e etanol. A

contribuição deste estudo consiste em investigar como se desenvolvem as destruições

de exergia em rotações mais elevadas no motor de motocicleta, quando se utilizam

etanol e gasolina em diferentes proporções.

21

3. SIMULAÇÃO DO MOTOR DE MOTOCICLETA

Neste estudo optou-se por utilizar o software AVL Boost® para a simulação de

um motor de motocicleta, por ser um programa que permite a utilização de diversos

modelos de combustão e transferência de calor, e por ter sido disponibilizado pelo

Laboratório de Máquinas Térmicas (LMT) da Universidade Federal do Rio de Janeiro

(UFRJ). O programa AVL Boost® é utilizado internacionalmente em simulação de MCI,

entretanto, apesar do seu potencial para a pesquisa em motores há no Brasil poucos

trabalhos em universidades e/ou empresas, como os de CARVALHO (2011) e MELO

(2012).

Neste capítulo será apresentada a descrição do simulador de motores AVL

Boost®, os modelos matemáticos utilizados, os dados de entrada e a validação do

programa para a simulação de motores de motocicleta de baixa cilindrada e alta

rotação com etanol e gasolina.

3.1 Descrição do programa AVL Boost®

O programa AVL Boost® é um simulador de motores capaz de calcular a

variação de propriedades termodinâmicas ciclo-a-ciclo ou, em um ciclo, em função do

ângulo do virabrequim (AVL, 2011a). A partir do modelo de combustão adotado é

possível realizar uma simulação zero-dimensional ou quasi-dimenaional. O motor é

modelado através de seus componentes como dutos, conexões, filtro de ar,

catalizador, cilindro, entre outros, que possuem um conjunto de propriedades

geométricas e físicas.

De acordo com CARVALHO (2011), a vantagem de se utilizar um simulador

zero-dimensional é que mudanças em grandezas escalares, tal como a razão de

compressão, não requerem que a geometria completa seja redefinida a cada

simulação.

A Fig. 3.1 apresenta a interface típica do software AVL Boost®, onde é definida

a posição de todos os componentes do motor, tais como: dutos de admissão e escape,

filtro de ar, catalisador e posição do injetor (em motores com mistura externa ao

cilindro).

22

Figura 3.1 – Interface do software AVL Boost® - motor de motocicleta monocilíndrico.

O principal elemento da modelagem do AVL Boost® é o componente Cylinder,

pois é onde são introduzidos os valores referentes à geometria da câmara de

combustão e do cilindro do MCI simulado, curvas de abertura e fechamento das

válvulas de admissão e escape. No componente Cylinder é onde também são

selecionados os modelos de combustão e transferência de calor adotado pelo

simulador. As condições iniciais dos gases no interior da câmara também são

requeridas.

A Fig. 3.2 a seguir foi adaptada de uma figura contida no AVL (2011a) e

representa o balanço de energia no cilindro do motor.

23

Figura 3.2 – Balanço de energia no cilindro (adaptado de AVL, 2011a).

De acordo com AVL (2011a), o cálculo da variação de energia interna do

cilindro em função do ângulo de eixo do virabrequim no interior do cilindro é obtido

através da Primeira Lei da Termodinâmica de acordo com:

( )

∑

∑

∑

(3.1)

onde ( ) ⁄ é o termo que representa a variação da energia interna dentro do

cilindro, ⁄ o trabalho do pistão, ⁄ a taxa de energia liberada pela

combustão do combustível via calor, ⁄ a taxa de calor transferido pela parede,

⁄ a energia perdida pelo vazamento dos gases de combustão entre os

anéis do pistão e o cilindro (blow-by), ⁄ representa a taxa de energia

consumida pela vaporização do combustível, todos em função do ângulo do

virabrequim ( ).

A taxa com a qual a energia é liberada pela combustão é equacionada de

acordo com o modelo de combustão adotado na simulação, e interfere nas curvas de

pressão, temperatura, transferência de calor e, por conseguinte, na potência final do

motor.

24

3.2 Modelo de combustão adotado na simulação

Segundo MELO (2007), para o entendimento do processo de combustão de um

motor real é necessário, primeiramente, entender as diferenças entre um MCI real e o

motor ideal do ciclo Otto. No motor ideal a reação de queima ocorre a volume

constante, sendo o deslocamento do pistão durante a combustão, considerado

desprezível (HEYWOOD, 1988; GANESAN, 1996; STONE, 1999). Em motores reais

tal fato não ocorre, pois os combustíveis precisam de tempo para completar o

processo de combustão, ocorrendo nesse intervalo um deslocamento do pistão.

A taxa com que a massa de combustível é queimada na reação de combustão

precisa ser descrita adequadamente. Esta formulação é especialmente importante,

pois ditará a taxa de fornecimento de energia ao sistema, o que terá impactos diretos

nos valores de pressão e temperatura no interior do cilindro e também na eficiência

térmica, pois afetará o trabalho realizado e a transferência de calor pelas paredes do

cilindro (SANTOS JUNIOR, 2004).

A Fig. 3.3 adaptada do trabalho de ALLA (2002) ilustra de forma simplificada as

diferenças entre o processo de queima gradual da massa de combustível em um

motor real e em um motor idealizado operando de acordo com o ciclo Otto. Pode ser

verificado o atraso de ignição, que é ângulo entre a liberação da centelha e o início da

liberação de energia ou início da combustão (HEYWOOD, 1980).

Figura 3.3 – Fração de massa de combustível queimada para um motor de ignição por centelha (adaptado de ALLA, 2002).

25

Foram publicadas na literatura técnica de motores (HEYWOOD, 1980, CATON,

2000, SANTOS JUNIOR, 2004) equações para a simulação da quantidade da mistura

que de fato é queimada durante a combustão. Tais equações são escolhidas de

acordo com o acesso ou não a dados experimentais.

O simulador de motores AVL Boost® oferece as seguintes opções quanto ao

modelo de liberação de energia na combustão: Wiebe, Double Wiebe, Table, Constant

Volume, Constant Pressure, Fractal, Target Pressure Curve.

A equação de Wiebe é utilizada na simulação de motores e é baseada na

observação do formato da curva de liberação de energia (HEYWOOD, 1980, SANTOS

JUNIOR, 2004, MELO, 2007, CARVALHO, 2011). A equação de Wiebe é dada por

( ) [ (

)

] (3.2)

onde, x(θ) é a fração de massa de combustível queimada, θ é o ângulo do

virabrequim, é o ângulo de início da liberação de energia e Δθ é o ângulo

representando a duração de combustão. Os parâmetros e servem para o ajuste

da equação a curvas de liberação de energia obtidas através de experimentos.

Pela sua simplicidade e ajuste dos parâmetros, o modelo de Wiebe é

encontrado em diversos trabalhos na área de motores. Entretanto, este modelo possui

uma grande limitação. Uma vez ajustados os parâmetros da equação, a curva da taxa

de queima do combustível, e a curva de liberação de calor tornam-se definidas.

Portanto, essas curvas não podem ser alteradas a cada nova condição de operação

do motor.

Dentre as demais opções de modelos de combustão, adotou-se neste trabalho

o modelo de combustão Fractal. Este é um modelo de combustão quasidimensional

que divide a mistura de ar/combustível em duas zonas, zona queimada e zona não

queimada, conforme observado na Fig. 3.4.

26

Figura 3.4 – Propagação da frente de chama do modelo Fractal (adaptado de AVL, 2011a).

A justificativa para a escolha do modelo Fractal para simular o processo de

combustão neste estudo consiste que, uma vez ajustados os parâmetros do modelo

para um determinado combustível e condição de operação, não é necessário reajuste

dos parâmetros se um novo combustível for selecionado. Outro ponto importante para

a escolha deste modelo neste estudo é que, o modelo Fractal é capaz de prever o

atraso de ignição e a duração da combustão, dados necessários quando se deseja

comparar o comportamento da queima de diferentes combustíveis em um MCI.

De acordo com CARVALHO (2011), o modelo Fractal supõe que a frente de

chama é uma superfície irregular que se propaga com velocidade de chama laminar

cuja área pode ser descrita por uma geometria fractal. Essa suposição é embasada

em experimentos de visualização da combustão, comprovada por DOBER e WATSON

(2000), PAJOT et al. (2001) e BOZZA et al. (2005). A taxa de queima do combustível é

modelada a partir da propagação de chama, sendo esta proporcional à densidade da

mistura não queimada, dada por

(3.3)

onde o termo ⁄ representa a taxa de combustível queimado calculada através

do modelo Fractal, é a massa específica da mistura não queimada, é a área da

frente de chama laminar, sendo considerada uma área esférica centralizada no ponto

de localização da vela de ignição, e é a sua velocidade turbulenta característica da

chama. A relação de com a velocidade laminar é dada por

27

(3.4)

onde , de acordo com o descrito no trabalho de RIVAS (2011) é função de

parâmetros relacionados às características do combustível, e é o fator de escala do

enrugamento da superfície da frente da chama turbulenta.

Cada modelo quasi-dimensional emprega uma técnica para determinar o fator

de escala . No caso do modelo Fractal, segundo RIVAS (2011), CARVALHO (2011) e

AVL (2011c), o cálculo é dado por

(

)

(3.5)

onde é a dimensão fractal e ⁄ é a escala fractal, com e sendo as

irregularidades locais máxima e mínima. Substituindo as Eqs. (3.5) e (3.4) na Eq. (3.3)

obtém-se

(

)

(3.6)

Segundo RIVAS (2011), CARVALHO (2011) e AVL (2011c), a escala fractal é

calculada através da seguinte equação:

(

)

(3.7)

sendo

(

)

(3.8)

onde é a velocidade de escoamento turbulenta, é a viscosidade cinemática, é o

volume instantâneo do cilindro e é o seu diâmetro, e a constante é o fator de

escala da turbulência.

28

A dimensão fractal depende da razão entre a velocidade de escoamento

turbulenta e a velocidade da chama laminar (AVL, 2011c; RIVAS, 2011;

CARVALHO, 2011), calculada por

(3.9)

Segundo CARVALHO (2011), ao todo há sete parâmetros a serem ajustados

empiricamente no modelo de combustão Fractal (Tab. 3.1). Os valores recomendados

pelo desenvolvedor do simulador de motores AVL Boost® foram determinados através

de resultados obtidos em seu simulador de dinâmica de fluidos computacional (CFD)

AVL Fire® e resultados experimentais (AVL, 2011c).

Tabela 3.1: Valores padrão para os parâmetros do modelo Fractal (BOOST, 2011c).

Parâmetro Valor Padrão

Fator de atraso de ignição ( ) 1

Raio de referência da chama ( ) 0,01

Fração mássica para ativação do modelo de combustão próxima à parede ( )

0,2

Fator de influência do gás residual ( ) 2

Fator de interação da combustão turbulenta ( ) -0,33

Constante de Produção de turbulência ( ) 0,5

Fator de escala da turbulência ( ) 0,5

Segundo AVL (2011c), em geral, os parâmetros , e devem ser

mantidos com os seus valores padrões e não precisam ser ajustados. Já para os

parâmetros e o manual fornece instruções de como ajustar os valores para

obtenção de uma maior correlação entre os resultados de simulação com os dados

experimentais de pressão e temperatura. Por último são apresentas por AVL (2011c)

instruções para o ajuste de , sendo este considerado um parâmetro de ajuste fino e

recomenda o ajuste somente após os ajustes dos demais parâmetros.

Neste trabalho optou-se por seguir as recomendações sugeridas por AVL

(2011c), sendo ajustados somente os parâmetros , e .e o fator de atraso .

29

3.3 Modelo de transferência de calor adotado na simulação

Nos modelos globais de transferência de calor instantânea em MCI é comum

utilizar-se o modelo de resfriamento de Newton para o cálculo da taxa de transferência

de calor, dada pela a equação

( ) (3.10)

que relaciona, através de um coeficiente de transferência de calor por convecção , a

taxa de transferência calor com a área de troca instantânea e a diferença entre a

temperatura da parede e a temperatura do gás . A área de troca instantânea

engloba as superfícies da câmara de combustão, do pistão e do cilindro do motor.

A escolha de uma correlação para o coeficiente de convecção a adotar não é

uma escolha trivial. Por um lado, todas as expressões possuem coeficientes empíricos

de ajuste. Por outro lado, apenas resultados experimentais poderiam ser empregados

para o ajuste de parâmetros, ou mesmo verificar qual correlação melhor se adaptaria a

um motor em particular (GALLO, 1990).

Segundo WU et al. (2006), as características da transferência de calor em

motores de larga escala e pequena escala (caso particular deste trabalho) são muito

diferentes. Para MCI de larga escala, em torno de um terço da energia liberada pelo

combustível é perdida via transferência de calor. Mas para um motor de pequena

escala dois tempos de 125 cm³, FRANCO e MARTORANO (1998) encontraram que

aproximadamente 50% da energia do combustível é perdida via transferência de calor,

valor mais elevado dos que os encontrados em motores de larga escala.

Motivados para encontrar um modelo de transferência de calor que melhor se

adequasse ao motor de motocicleta de 125 cm³ utilizado em seus estudos, WU et al.

(2006) realizaram um estudo comparativo entre os modelos de Nusselt, Eichelberg,

Annand, Sitkei e Hohemberg. Os melhores resultados foram encontrados com os

modelos de Annand e Hohemberg. WU et al. (2006) optaram por não incluir o modelo

de Woschni em seus estudos, pois observaram no trabalho de SHAYLER et al. (1993)

que estes alcançaram melhores resultados com o modelo de Eichelberg do que com o

modelo de Woschni, e também porque HOHEMBERG (1979) formulou sua equação a

partir de uma revisão do modelo de Woschni. A Fig. 3.5 seguinte apresenta as curvas

de fluxo de calor calculadas através de diversos modelos, em comparação com os

resultados experimentais. Essas curvas apresentam os diferentes perfis obtidos com

cada modelo e a sua proximidade com os resultados experimentais.

30

Figura 3.5 – Fluxo de calor simulado com diversos modelos de transferência de calor em um motor de motocicleta de 125 cc em 4000 rpm a gasolina (adaptado de Wu et al., 2006).

O simulador de motores AVL Boost® fornece quatro opções de modelos de

transferência de calor para a determinação do coeficiente de convecção (AVL, 2001c):

Woschnni 1978, Woschnni 1990, Hohemberg e AVL 2000. Neste trabalho será

simulada uma motocicleta de baixa cilindrada, por este motivo será utilizado o estudo

de WU et al. (2006) como critério para a escolha de um modelo de transferência de

calor. Portanto, será adotado neste trabalho o modelo de Hohemberg, que utiliza a

seguinte expressão para o cálculo do coeficiente de convecção:

( )

(3.11)

onde, e são constantes que devem ser ajustadas para cada motor, é a

velocidade do pistão e , e são, respectivamente, volume, pressão e temperatura

instantâneos da mistura de gases.

31

3.4 Modelo de atrito adotado na simulação

Segundo KOUREMENOS et al. (2001), os engenheiros utilizam modelos de

simulação que permitem prever com razoável precisão a taxa de liberação de calor e,

consequentemente, a pressão dentro do cilindro do motor. Com a pressão e a taxa de

variação do volume da câmara de combustão, pode-se então estimar a potência

indicada de saída do motor. Entretanto, para a obtenção da potência efetiva de saída

do motor é necessário estimar as perdas mecânicas, uma grande parte das quais

estão presentes nas perdas por atrito. Várias correlações foram propostas na literatura

para estimar a pressão média efetiva de atrito ( ) em função principalmente da

rotação e carga do motor. Essas correlações são obtidas a partir de dados

experimentais, e pode-se obter uma previsão aceitável da . Os autores ainda

comentam que este processo para o cálculo das perdas por atrito em MCI é

especialmente importante quando se analisa o desempenho dos motores em campo

quando as variáveis envolvidas não podem ser medidas diretamente ou no

desenvolvimento de novos motores.

O simulador de motores AVL Boost® fornece três opções de modelos de atrito

(AVL, 2001c): Table, PNH (Patton, Nitschke e Heywood) e SLM (Shayler, Leong e

Murphy).

Foi adotado, neste trabalho, o modelo de atrito PNH, porque é comumente

utilizado em simulações com o AVL Boost®, (CARVALHO, 2011, CARVALHO et al.,

2013), e por necessitar como dados de entrada somente informações referentes ao

acionamento de válvulas e ao óleo lubrificante, disponíveis no manual do fabricante.

O modelo PNH foi desenvolvido por PATTON et al. (1989) através da análise

de resultados experimentais. O modelo utiliza a seguinte expressão para o cálculo da

pressão média efetiva de fricção ( )

( ) (

)

(3.12)

onde, , , , , são respectivamente as pressões

médias efetivas de fricção relacionadas ao virabrequim, ao pistão, ao comando de

válvulas, às perdas auxiliares e à bomba injetora de óleo. O último termo está

relacionado ao efeito da mudança de viscosidade do óleo (como função da

temperatura). Os detalhes dos equacionamentos de cada parcela de podem ser

encontrados no artigo de PATTON et al. (1989).

32

3.5 Dados de entrada para a simulação no AVL Boost®

Os dados de entrada necessários para a simulação no programa AVL Boost®

podem ser divididos nas categorias a seguir:

- Gerais: diâmetro interno do cilindro (D), curso do pistão (S), razão de

compressão (r), comprimento da biela (L), raio do virabrequim (R), offset do pino do

pistão, espaçamento dos gases de recirculação (blow-by) e pressão média do cárter.

- Válvulas: ângulo de fechamento da válvula de admissão e de abertura da

válvula de descarga, curvas de levantamento de válvula para a admissão e escape.

- Combustível: porcentagem em volume da gasolina, etanol e água na mistura,

massas específicas dos integrantes da mistura, e as demais espécies a serem

consideradas na reação de combustão (reagentes e produtos).

- Inicialização: pressão, temperatura e razão ar/combustível na abertura da

válvula de exaustão (condição inicial para o simulador).

- Modelo de combustão (Fractal): ponto de ignição (ângulo onde é liberada a

centelha), fator de atraso de ignição, raio de referência da chama, fração mássica para

ativação do modelo de combustão próxima à parede, fator de influência do gás

residual, fator de interação da combustão turbulenta, constante de produção de

turbulência e fator de escala da turbulência.

- Modelo de Transferência de Calor (Hohemberg): Área superficial,

temperatura e os fatores de calibração do pistão, cilindro e câmara de combustão, que

vem a servir para refinar o modelo a partir de dados experimentais.

- Modelo de Fricção (PNH): Tipo do comando de válvula, número de

rolamentos, máximo levantamento de válvula, tipo e temperatura do óleo lubrificante,

rotação do motor.

33

3.6 Validação do uso do programa AVL Boost® para simulação

de motores de motocicleta com gasolina e etanol

Com o intuito de averiguar se haveria alguma restrição quanto à utilização do

simulador de motores, e do modelo de combustão adotado, para motores de alta

rotação com misturas de gasolina e etanol, foram realizadas simulações comparando

os dados de saída do AVL Boost® referente à curva de pressão versus ângulo do

virabrequim com dados de trabalhos experimentais publicados na literatura.

3.6.1 Comparação com dados experimentais – motor de motocicleta

WU et al. (2007) simularam um motor de motocicleta de 125 cc com gasolina e

compararam os valores obtidos de pressão, , torque, eficiência volumétrica com

valores obtidos em experimentos. Com o objetivo de tentar reproduzir a curva

experimental de pressão do motor de motocicleta do trabalho de WU et al. (2007),

foram realizadas, neste trabalho, simulações no programa AVL Boost® utilizando como

dados de entrada os valores apresentados no trabalho de WU et al. (2007), conforme

Tab. 3.2 a seguir.

Tabela 3.2: Especificações do motor de motocicleta de 125 cc utilizado no trabalho de WU et al. (2007).

Modelo da motocicleta Yamaha XC125

Tipo do motor Quatro tempos, refrigerada a ar, OHC

Sistema de injeção de combustível Carburador

Número de Válvulas 2

Cilindrada 125 cc

Razão de compressão 10,3

Avanço de ignição 5°/1500 rpm, 26°/4500 rpm

Diâmetro dos dutos 20,8 (Admissão) e 18 mm (Escape)

Comprimento dos dutos 236 mm (Admissão) e 953 mm (Escape)

Abertura de válvulas 60° APMS (Admissão) e 100° APMS (Escape)

Fechamento de Válvulas 110° DPMS (Admissão) e 60° DPMS (Escape)

Para a configuração do modelo de combustão Fractal foram ajustados

inicialmente somente os parâmetros e . Para os demais parâmetros foram

utilizados os valores padrão recomendados por AVL (2011c) que se encontram na

Tab. 3.1.

34

Os valores da curva de pressão, calculados a cada grau do virabrequim com o

programa AVL Boost®, foram exportados para um programa elaborado na plataforma

Wolfram Mathematica® para o cálculo do erro relativo entre os valores máximos das

curvas de pressão simulada no AVL Boost® e experimental obtida do trabalho de WU

et al. (2007). A função interpolada a partir dos valores de pressão e os valores de

pressão máxima são obtidos, respectivamente, com o auxílio das funções Interpolation

e NmaxValue do Wolfram Mathematica®. O desvio relativo foi determinado a partir da

seguinte equação

| |

(3.13)

Sendo, neste estudo comparativo, a pressão máxima simulada com o AVL Boost® o

e a pressão máxima do trabalho WU et al. (2007) o

e é o erro relativo do pico em porcentagem.

A curva de pressão simulada com o AVL Boost® neste trabalho e a

experimental do trabalho de WU et al. (2007) para a gasolina pura (E0) podem ser

visualizada na Fig. 3.6. Pode-se observar que somente com o ajuste dos parâmetros

e foi possível obter uma boa aproximação entre os dados simulados e

experimentais, obtendo-se erro relativo entre os valores máximos de apenas 0,9%

para gasolina E0.

Foram realizadas neste estudo comparativo mais duas simulações com o AVL

Boost® (Fig. 3.7), uma com o combustível E85 (85% de etanol anidro e 15% de

gasolina E0) com razão ar/combustível estequiométrica (λ = 1), e outra com uma

mistura rica em combustível E85 (λ = 0,95). O objetivo de terem sido realizadas as

simulações com E85 foi de avaliar a queima de uma mistura com alto teor de etanol

em motor de motocicleta sem nenhuma alteração do ponto de ignição e razão de

compressão. A queda no valor máximo de pressão com E85 já era esperado, visto que

este MCI possui um baixo valor de razão de compressão para o etanol. Fez-se o teste

de se enriquecer a mistura (λ <1), e o resultado encontrado foi de um aumento no

valor máximo de pressão, o que resulta em um aumento também na potência final,

sendo esta uma estratégia comum em projetos de motores flex com baixos valores de

razão de compressão.

35

Figura 3.6 – Comparação entre as curvas de pressão simulada com o AVL Boost® neste

trabalho e experimental de WU et al. (2007)– YAMAHA 125 cc – Gasolina E0 – 4000 rpm.

Figura 3.7 – Curvas de pressão simulada com o AVL Boost® - E0 e E85 - YAMAHA 125 cc –

4000 rpm.

36

3.6.2 Comparação com dados de simulação – motor de motocicleta

TUAN et al. (2011) simularam um motor de motocicleta de 100 cc com misturas

de gasolina e etanol no software AVL Boost® adotando o modelo de combustão

Fractal. No presente estudo, foram realizadas simulações no programa AVL Boost®

utilizando como dados de entrada os valores apresentados no trabalho de TUAN et al.

(2011). Entretanto, foi necessário estimar alguns valores como diâmetros dos dutos de

admissão e escape, e parâmetros do modelo Fractal por não terem sido encontrados

no trabalho de TUAN et al. (2011). Foi escolhida a mesma metodologia descrita na

Seç. 3.6.1 para os parâmetros do modelo Fractal.

As curvas de pressão simuladas com o AVL Boost® neste trabalho e do

trabalho de TUAN et al. (2011) podem ser visualizados nas Figs. 3.8-3.10. Com o

intuito de investigar o efeito da adição de etanol hidratado, foram adicionadas duas

misturas, H85 e H100, podendo ser visualizado na Fig. 3.11 o decréscimo no valor da

pressão máxima com o aumento do teor de água na mistura.

Figura 3.8 – Comparação entre as curvas de pressão simuladas neste trabalho e simuladas por TUAN et al.(2011) com o AVL Boost

®– motocicleta 100 cc – E0 – 7500 rpm.

37


® – motocicleta 100 cc – E20 – 7500 rpm.


® – motocicleta 100 cc – E85 – 7500 rpm.

38

Figura 3.11 – Curvas de pressão simuladas neste trabalho com o software AVL Boost® para

diferentes misturas de gasolina e etanol– motocicleta 100 cc – 7500 rpm.

Na Tab. 3.3 são apresentados os valores de desvio relativo entre os valores

máximos das curvas de pressão para cada combustível simulado neste trabalho em

comparação com os valores de obtidos nas simulações de TUAN et al. (2011). Pode

ser observado que, utilizando a metodologia descrita na Seç. 3.6.1 para o ajuste dos

parâmetros do modelo Fractal, foi possível obter boa proximidade entre as simulações

realizadas no presente trabalho e as simulações realizadas por TUAN et al. (2011).

Tabela 3.3: Valores de Pressão máxima e desvio relativo para diferentes combustíveis – Motocicleta 100 cc – 7500 rpm.

Combustível

Pmáx – Neste

trabalho

(MPa)

Pmáx –

TUAN et al. (2011)

(MPa)

Desvio

(%)

E0 5,0675 5,0526 0,29

E20 4,3674 4,5436 3,88

E85 2,8184 3,05263 7,67

H85 2,8059 - -

H100 2,7159 - -

39

Na Tab. 3.4 a seguir são apresentados os valores de emissões simulados

neste trabalho e os desvios em relação aos valores apresentados por TUAN et al.

(2011). Os resultados da Tab. 3.4 estão em valores relativos à E0, por assim terem

sido apresentados no trabalho de TUAN et al. (2011).

Tabela 3.4: Valores de emissões de poluentes em relação a E0 – 7500 rpm.

Redução

CO Desvio

Redução HC

Desvio Aumento

NOx Desvio

[%] [%] [%] [%] [%] [%]

E0 - - - - - -

E20 97,65 0,64 59,14 1,92 63,91 3,51

E85 99,54 0,75 61,74 8,78 -97,92 2,52

H85 99,82 - 57,86 - -99,72 -

H100 99,93 - 56,79 - -99,93 -

3.6.3 Comparação com dados experimentais – motor veicular flex

WU et al. (2007) não realizaram ensaios do motor de motocicleta com etanol,

portanto não foi possível averiguar se o modelo de combustão Fractal seria capaz de

prever com eficácia a queima do etanol, ou seja, não foi possível determinar se seria

necessário ou não reajustar os parâmetros do modelo. Com o objetivo de avaliar o

modelo Fractal quanto à sua capacidade de prever o atraso de ignição e a duração da

combustão, quando se modifica o combustível e os parâmetros de operação, foram

realizadas simulações visando reproduzir os dados experimentais do trabalho de

MELO (2012), que realizou ensaios em bancada de um motor FIAT FIRE 1.4 Flex

operando com misturas de gasolina e etanol.

Primeiramente adotou-se a mesma metodologia empregada no ajuste da curva

de pressão do motor de motocicleta do trabalho de WU et al. (2007), ajustando

somente os parâmetros e do modelo Fractal. A Fig. 3.12 apresenta as curvas

de pressão simulada com o modelo Fractal no AVL Boost® e a experimental do

trabalho de MELO (2012).

40

Figura 3.12 – Comparação entre curvas de pressão simulada neste trabalho e experimental do trabalho de MELO (2012) – FIAT FIRE 1.4 FLEX - Gasolina E22 – 3875 rpm.

Para a mistura H30 (30% de etanol hidratado e 70% de Gasolina E25 em

volume) e para H100 (100% de etanol hidratado), foi testado se com o modelo de

combustão Fractal seria possível obter resultados próximos dos experimentais do

trabalho de MELO (2012) sem alteração alguma dos parâmetros, mantendo os mesmo

valores ajustados de e utilizados na simulação com a gasolina E25. Os valores

de pressão máxima e o desvio relativo com as diferentes misturas de gasolina e etanol

podem ser vistos na Tab. 3.5.

Tabela 3.5: Valores de Pressão máxima (MPa) e desvio relativo (%) para diferentes combustíveis – FIAT FIRE .14 FLEX.

Combustível

Pmáx – Simulado

Neste trabalho

(MPa)

Pmáx – Experimental

MELO (2012)

(MPa)

Desvio Relativo

(%)

E25 2,62225 2,6459 0,8935

H30 3,25816 3,34798 2,68285

H100 4,23388 4,12117 2,73505

41

Pode-se observar na Tab. 3.5 que à medida que se aumenta o percentual de

etanol na mistura os desvios entre os valores máximos de pressão simulada neste

trabalho e os valores de pressão experimental do trabalho de MELO (2012) também

aumentam. Entretanto, os valores de erro ficam abaixo de 3% para todas as três

misturas simuladas. Desta maneira, foi atestado que uma vez ajustados os parâmetros

do modelo de combustão Fractal para uma mistura de gasolina/etanol, é possível obter

bons resultados com qualquer outra proporção na mistura sem a alteração de nenhum

dos parâmetros. Essa constatação é de suma importância para o estudo de caso

deste trabalho, visto que são simuladas, no motor de motocicleta objetivado, várias

proporções de etanol na mistura gasolina/etanol e é adotada, para tal estudo, uma

configuração fixa dos parâmetros do modelo Fractal.

A metodologia empregada para a verificação da capacidade preditiva do

modelo de combustão Fractal, quando se varia a proporção de etanol na mistura, foi

realizada com simulações de um motor 1.4 flex. Entretanto, neste trabalho será

estudado um motor de motocicleta que alcança rotações muito mais elevadas, mas

não foi encontrada na literatura restrições ao emprego do modelo Fractal em motores

de alta rotação. Portanto, será adotada neste estudo a hipótese de que o modelo

Fractal mantém sua capacidade preditiva mesmo em rotações elevadas do motor.

3.6.4 Comparação com dados experimentais – motocicleta flex

Com o intuito de reproduzir mais fielmente o que ocorre em um motor de

motocicleta com tecnologia flex, foram ajustados os parâmetros do modelo Fractal a

partir dos resultados experimentais de potência efetiva disponibilizados no trabalho de

AZEVEDO NETO et al. (2011), que utilizaram o mesmo motor de motocicleta flex

objetivado no presente trabalho. Entretanto, os valores de potência foram medidos em

dinamômetro veicular diretamente da roda da motocicleta, e as simulações com o

programa AVL Boost® fornecem os valores de potência no virabrequim. Para obter os

valores de potência diretamente do virabrequim do motor foi realizada uma correção

de acordo com a Diretiva Europeia 2002/41, que apresenta a metodologia para o

cálculo da correção de potência do motor à roda, juntamente com os valores de

rendimento mecânico para diversos elementos de transmissão de veículos de duas e

três rodas.

42

A Tab. 3.6 apresenta os valores de potência experimental diretamente da roda

( ), potência experimental estimada no virabrequim ( ), potência indicada

simulada ( ), potência de atrito simulada ( ), potência efetiva simulada ( ) para

várias rotações do motor ( ).

Tabela 3.6: Valores de potência simulada e experimental para várias rotações do motor.

Experimental (AZEVEDO NETO et al.,

2011) Simulado - AVL Boost

®

rpm. kW kW kW kW kW

4500 5,17 5,89 6,65 0,98 5,67

5000 5,86 6,69 7,45 1,12 6,33

5500 6,51 7,43 8,70 1,26 7,44

6000 7,09 8,09 9,87 1,42 8,45

6500 7,55 8,62 10,66 1,57 9,09

7000 7,88 8,99 10,98 1,73 9,25

7500 8,04 9,17 11,05 1,88 9,17

8000 8,00 9,13 10,86 2,04 8,82

8500 7,73 8,82 10,54 2,21 8,33

A Fig. 3.13 apresenta os valores de potência experimental estimada no

virabrequim e os valores de potência indicada e de portência efetiva

obtidos com do software AVL Boost®. As simulações no programa AVL Boost® foram

realizadas em plena carga com o intuito de reproduzir o perfil da curva de potência,

obtido através de ensaio em dinamômetro veicular, apresentado no trabalho de

AZEVEDO NETO et al. (2011).

O valor de rotação do motor de 7500 rpm foi utilizado em diversos estudos,

neste trabalho, conforme apresentado no Cap. 5, por ser a rotação onde se encontram

os valores máximos de potência experimental e potência indicada simulada .

Os valores dos parâmetros do modelo Fractal utilizados para reproduzir a curva

de potência visualizada na Fig. 3.13 serão os valores utilizados para as simulações do

motor de motocicleta neste trabalho.

43

Figura 3.13 – Potências simulada com o AVL Boost® e experimental do trabalho de AZEVEDO

NETO et al. (2011) para várias rotações – H0.

44

4. CÁLCULOS DA ANÁLISE EXERGÉTICA DO MOTOR

Este capítulo tem como objetivo apresentar as equações implementadas no

código elaborado na plataforma Wolfram Mathematica® para os cálculos das

propriedades termodinâmicas da mistura, exergia total e eficiências exegéticas. O

código necessita como dados de entrada os valores de pressão, temperatura, massa,

volume, taxa de calor transferido e frações molares em função do ângulo do

virabrequim, obtidos através do simulador de motores AVL Boost®.

4.1 Propriedades termodinâmicas

Segundo MELO (2012), a gasolina (isenta de etanol) disponível no banco de

dados do programa AVL Boost® é chamada de “gasoline” e possui propriedades físico-

químicas semelhantes às da gasolina europeia e não muito diferentes das

propriedades da gasolina tipo A, também isenta de etanol, utilizada no Brasil.

Para representar a gasolina são utilizados diversos compostos: C8H15

(PULKABREK, 1997, AMORIN, 2005), C8H16 (DÍAZ e CORREA, 2008, GONÇALVES,

2008), C8H17 (FERGUSON, 1986), C8H18 (HEYWOOD, 1988). Dentre estes compostos,

o mais utilizado para representar a gasolina é o iso-octano C8H18. Entretanto, o C8H15 e

o C8H16 apresentam valores mais próximos de massa molecular e razão

ar/combustível do que o C8H18, para a Gasolina A utilizada no Brasil e para a gasolina

do banco de dados do software AVL Boost®.

Neste estudo, adotaram-se as seguintes espécies químicas: Nitrogênio (N2),

Oxigênio (O2), Dióxido de Carbono (CO2), Monóxido de Carbono (CO), Água (H2O),

Hidrogênio (H2), Hidroxila (OH), Óxido de Nitrogênio (NO), Hidrogênio Atômico (H),

Oxigênio Atômico (O), Nitrogênio Atômico (N). Para o combustível, é considerada a

mistura do etanol (C2H5OH) com a gasolina, representada pelo C8H16. A utilização do

C8H16 para representar a gasolina do banco de dados do AVL Boost® não resultou em

desvios significativos, conforme será apresentado na Seç. 4.1.2.

Os gases neste trabalho são considerados como gases ideais. De acordo com

GALLO (1990), embora nos motores de combustão interna se atinjam pressões bem

elevadas, a hipótese de gás ideal é bastante razoável. Segundo ZACHARIAS (1967),

para pressões de até 100 atm e temperaturas de 2500 K o fator de compressibilidade

é próximo da unidade, o que significa que nesta faixa a hipótese de gás ideal é

45

válida. Mesmo acima desses valores de pressão e temperatura, os erros máximos

observados estão em uma faixa de ± 2% para a entropia e de ± 4% para a entalpia.

Como serão mostrados no Cap. 5, os picos máximos de temperatura ficam

próximos a 2500 K, deixando evidente que, de acordo com ZACHARIAS (1967), os

erros gerados pela hipótese de gás ideal neste estudo em particular serão mínimos.

4.1.1 Cálculo das propriedades de cada substância

Para os cálculos de exergia de cada substância considerada na mistura de

gases reagentes, devem ser conhecidas algumas propriedades, como o calor

específico a pressão constante (cp), a entalpia (h) e a entropia (s).

De acordo com AVL (2011a), o simulador AVL Boost® utiliza os polinômios

desenvolvidos pela NASA para os cálculos das propriedades termodinâmicas (cp, h e

s). Os cálculos são realizados utilizando-se duas equações polinomiais, cada uma

sendo válida para um intervalo de temperaturas. Para a simplificação dos cálculos das

propriedades termodinâmicas, buscou-se no presente trabalho uma equação única

que atendesse a toda a faixa de temperaturas durante o processo de combustão em

um MCI de ignição por centelha.

LANZAFAME e MESSINA (2001) apresentaram uma nova forma de calcular o

calor específico molar, que utiliza uma única equação polinomial logarítmica de 5ª

ordem (EPLVO), com validade de 100 até 5000 K, para diversas substâncias

presentes em processos de combustão:

( ) ( ) ( ) ( )

( ) ( )

(4.1)

onde é o calor específico molar a pressão constante e os coeficientes da

equação para uma substância determinada.

LANZAFAME e MESSINA (2005) comparam os resultados obtidos com a

EPLVO com os resultados obtidos através das equações presentes nos trabalhos de

CHASE (1998) e GORDON (1991) e com os dados experimentais de GURVICH

(1978). Como resultado, LANZAFAME e MESSINA (2005) encontraram uma ótima

proximidade entre a EPLVO e os dados experimentais, com desvios ainda menores

em relação às outras duas interpolações.

Devido aos bons resultados encontrados por LANZAFAME e MESSINA (2005),

para se determinar o de uma determinada substância i, será utilizada nesse

46

trabalho a Eq. (4.1). As substâncias consideradas neste estudo, com exceção dos

combustíveis, juntamente com os seus respectivos coeficientes a (LANZAFAME

e MESSINA, 2005) para os cálculos do , são mostrados na Tab. 4.1:

Tabela 4.1: Valores dos coeficientes , j=1,...,5, para o cálculo do [J/mol.K] (LANZAFAME e

MESSINA, 2005), no intervalo de 100 K a 5000 K.

Espécie

O2 -373,492460 377,224478 -135,047963 23,183297 -1,918082 0,061807

O -748,195001 618,571170 -194,765239 30,191916 -2,313350 0,070274

N2 -2.624,969175 2.087,259370 -645,211702 97,956238 -7,305768 0,214487

N -1.340,572183 1.109,542717 -358,123315 57,245298 -4,533798 0,142392

H2 1.586,406140 -1.265,409956 406,637643 -64,629746 5,075839 -0,157198

H 20,786000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

H2O -2.558,725440 1.954,641027 -573,439881 81,542203 -5,604523 0,149044

OH -844,810940 643,439070 -180,334476 23,958196 -1,496787 0,034780

CO2 -77,604768 262,463933 -139,365488 29,971758 -2,846986 0,099951

CO -2.644,1160 2.118,612144 -660,234117 101,081959 -7,603857 0,225185

NO -2.333,0283 1.927,663966 -615,337750 96,150067 -7,362231 0,221486

Não foram encontrados no artigo de LANZAFAME e MESSINA (2005) os

coeficientes para o etanol (C2H5OH) e para a gasolina (C8H16). Os coeficientes da

EPLVO para o etanol e gasolina foram calculados através da função FindFit do

Wolfram Mathematica®, utilizando os dados das tabelas termodinâmicas obtidas com

programa de Web site ThermoBuild da NASA, banco de dados contendo tabelas

termodinâmicas com mais de 2000 espécies líquidas, sólidas e gasosas, desenvolvido

a partir dos trabalhos de GORDON e McBRIDE (1971).

Tabela 4.2: Coeficientes , j=1,...,5, para o [J/mol.K], calculados no presente trabalho, das

substâncias C8H16 e C2H5OH no regime de gás ideal, no intervalo de 300 K a 4000 K.

Espécie

C8H16 123600,9473 -86998,2928 24247,0458 -3348,2838 229,7206 6,2715

C2H5OH -7294,59847 6485,3185 -2226,5225 369,8618 -29,6658 0,92286

Foram encontrados bons resultados com os coeficientes da Tab. 4.2, para o

cálculo do do etanol e da gasolina, tendo sido encontrados desvios inferiores a 0,2%

em relação aos valores obtidos com o NASA ThermoBuild.

De acordo com MORAN e SHAPIRO (2009), as demais propriedades

termodinâmicas podem ser calculadas através de suas relações com o . Assim,

dada a hipótese de que todas as substâncias presentes na mistura podem ser

47

consideradas como gases ideais, a entalpia específica molar de cada componente i a

uma temperatura da mistura pode ser calculada por

( ) ∫ ( )

(4.3)

sendo , de acordo com MORAN e SHAPIRO (2009), a entalpia de formação do

componente i à temperatura de referência igual a 25°C (298,15 K).

A entropia específica molar do i-ésimo componente de uma mistura de gases

ideais é calculada à temperatura de mistura e à pressão parcial . Sendo a pressão

parcial calculada por , onde é a fração molar do componente i e é a

pressão da mistura. Desta forma, a entropia específica molar é calculada por

( ) ∫

( )

(

)

(4.4)

sendo a entropia absoluta do componente i à temperatura de referência igual a

25°C e à pressão de referência igual a 1 atm (GALLO, 1990, MORAN e SHAPIRO,

2009) e é a constante universal dos gases. Os valores de e

a 25°C e 1 atm

das espécies consideradas neste estudo, apresentados na Tab. 4.3 a seguir, foram

obtidos com o programa NASA ThermoBuild.

Tabela 4.3: Valores de entalpia de formação e entropia absoluta a 25°C e 1 atm obtidos com o programa NASA ThermoBuild para as substâncias consideradas neste estudo.

Espécie [kJ/mol]

[J/mol.K]

O2 0 205,149

O 249,175 161,060

N2 0 191,610

N 472,680 153,302

H2 0 130,681

H 217,999 114,718

H2O -241,826 188,829

OH 37,278 183,740

CO2 -393,510 213,787

CO -110,535 197,660

NO 91,271 210,748

C2H5OH -234,950 280,593

C8H16 -83,590 464,840

48

Para se atestar a eficácia das equações de LANZAFAME e MESSINA (2005),

foi realizada uma comparação entre os valores obtidos do do N2 através da EPLVO

e dos os valores obtidos através do NASA ThermoBuild, cujo resultado pode ser visto

na Fig. 4.1 a seguir.

Figura 4.1 – Valores do (J/mol.K) do N2 obtidos com o NASA ThermoBuild e obtidos através

da EPLVO de LANZAFAME e MESSINA (2005).

Na Fig. 4.1 a seguir é possível observar uma ótima proximidade entre os

valores obtidos com o NASA ThermoBuild e os valores obtidos a partir das EPLVO.

Para melhor visualização da correlação, foram calculados os desvios relativos (Fig.

4.2) a partir da Eq. (3.13) apresentada na Seç. 3.6.1.

No Anexo I poderão ser encontradas as tabelas com os valores de calor

específico molar, entalpia molar e entropia molar de 300 até 4000 K, juntamente com

os erros percentuais calculados em relação aos valores encontrados nas tabelas

termodinâmicas do NASA ThermoBuild.

49

Figura 4.2 – Desvio relativo (%)entre valores obtidos do do N2 através do NASA

ThermoBuild e através da EPLVO de LANZAFAME e MESSINA (2005).

4.1.2 Propriedades de uma mistura de gases

Para uma mistura de gases ideais, as propriedades termodinâmicas , , ,

todas na base molar, podem ser calculadas como uma média ponderada pelas frações

molares das propriedades de cada componente i. Sendo o número de componentes

da mistura, as propriedades da mistura de gases podem ser calculadas através das

seguintes equações

( ) ∑ ( )

(4.5)

( ) ∑ ( )

(4.6)

( ) ∑ ( )

(4.7)

50

Entretanto para os cálculos de exergia são necessários os valores das

propriedades da mistura na base mássica. Para tal deve-se calcular primeiramente a

massa molecular aparente da mistura, que pode ser obtida de maneira análoga às

Eqs. (4.5)-(4.7):

∑

(4.8)

onde é a massa molecular aparente da mistura e a massa molecular de cada

componente i da mistura.

Então, para calcular os valores das propriedades termodinâmicas na base

mássica , e , divide-se os valores das propriedades na base molar pela massa

molecular aparente da mistura , como escrito abaixo para o calor específico:

(4.9)

Neste trabalho, são obtidas as curvas de pressão, temperatura e frações

molares versus o ângulo do virabrequim com o software AVL Boost®. A partir desses

valores, implementando as Eqs. (4.5)-(4.8) no programa elaborado no Wolfram

Mathematica®, é possível calcular os valores de calor específico, entalpia e entropia na

base mássica em função do ângulo do virabrequim, que são utilizados para os

cálculos de exergia da mistura (Seç. 4.2).

A cada simulação no código de análise exergética, é realizada uma

comparação dos valores calculados de obtidos diretamente do simulador de

motores AVL Boost® com os valores calculados com as EPLVO.

Nas Figs. 4.3 e 4.5 são apresentados os valores de , para o motor de

motocicleta deste estudo, calculados no código de analise exergética através das

EPLVO e obtidos diretamente com o programa AVL Boost®, para duas as misturas de

gasolina e etanol H0 e H100. Para ambos os casos é possível observar a boa

aproximação entre as duas curvas simuladas. Nas Figs. 4.4 e 4.6 são apresentados os

valores de desvio relativo entre as curvas simuladas para as duas misturas H0 e H100.

51

Figura 4.3 – Curvas do (J/kg.K) da mistura de gases obtidos com as EPLVO e com

o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc - H0 - 7500 rpm.

Figura 4.4 – Desvio relativo (%) entre os valores de da mistura de gases obtidos

com as EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc - H0 - 7500 rpm.

52

Figura 4.5 – Curvas do (J/kg.K) da mistura de gases obtidos com as EPLVO e com

o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc – H100 - 7500 rpm.

Figura 4.6 – Desvio relativo (%) entre os valores de da mistura de gases obtidos

com as EPLVO e com o simulador AVL Boost® - motocicleta 150 cc – H100 - 7500 rpm.

53

4.2 Cálculo da exergia da mistura

Com base nos estados de equilíbrio termomecânico (equilíbrio de pressão e

temperatura) e termodinâmico (equilíbrio de pressão, temperatura e químico) com o

ambiente, costuma-se dividir a exergia total de um sistema em duas parcelas: a

termomecânica e a química. Segundo BUENO (2006), tal divisão é de suma

importância, pois estas componentes da exergia total possuem interpretações físicas

relevantes no exame dos processos que ocorrem nos cilindros dos motores de

combustão interna.

4.2.1 Exergia termomecânica

Segundo MORAN e SHAPIRO (2009), exergia termomecânica pode ser

definida como o trabalho máximo que se pode obter pelo sistema enquanto este

interage até atingir o equilíbrio térmico (de temperatura) e mecânico (de pressão) com

o ambiente. Quando a pressão e temperatura de uma porção de matéria são iguais à

pressão e temperatura do ambiente, diz-se que o sistema se encontra no estado morto

restrito. Pela definição dada, quando o sistema se encontra no estado morto restrito,

sua exergia termomecânica é zero.

MORAN e SHAPIRO (2009) expressam a exergia termomecânica específica na

base molar de uma mistura de gases ideais, para um sistema fechado, através da

seguinte equação:

( ) ( ) ( )

(4.10)

onde e são, respectivamente, a energia interna específica molar e o volume

específico molar da mistura de gases. Os símbolos , e representam,

respectivamente, a energia interna específica molar, o volume específico molar e a

entropia específica molar da mistura na temperatura e pressão . Os dois últimos

termos representam as exergias cinética e potencial da mistura de gases.

54

Ignorando os efeitos de movimento e de gravidade, a Eq. (4.10) pode ser

reescrita como:

( ) ( ) ( ) (4.11)

Para volumes de controle, a exergia termomecânica específica de fluxo na

base molar de uma mistura de gases ideais pode ser escrita como (MORAN e

SHAPIRO, 2009):

( ) ( )

(4.12)

onde é a entalpia específica molar da mistura na temperatura e pressão .

Novamente ignorando os efeitos de movimento e de gravidade, a Eq. (4.12) pode ser

reescrita como:

( ) ( ) (4.13)

4.2.2 Exergia química e exergia total

Define-se exergia termoquímica – ou exergia total – como o trabalho máximo

que pode ser obtido quando uma quantidade de matéria é trazida ao estado de

equilíbrio mecânico, térmico e químico com o meio ambiente. Nesta situação, diz-se

que o sistema se encontra no estado morto irrestrito ou, simplesmente, estado morto.

Mesmo quando ocorre o equilíbrio de pressão e temperatura entre o sistema e o

ambiente, ainda é teoricamente possível se obter mais trabalho devido ao

desequilíbrio de potencial químico entre as espécies dos produtos de combustão e as

substâncias que compõem o ambiente (KOTAS, 1985).

A exergia total pode ser obtida através da soma das exergia termomecânica e

química (MORAN e SHAPIRO, 2009):

(4.14)

55

onde e são respectivamente a exergia termomecânica e a exergia química

do sistema.

Pode-se ver pela Eq. (4.14), que a desconsideração do termo da exergia

química na análise exergética de MCI poderia acarretar em erros, visto que os gases

que são liberados na exaustão de motores reais não possuem a mesma composição

química do ambiente. A exergia química dos gases de exaustão é tanto mais elevada

quanto mais incompleta for a queima, pela presença de combustível não queimado na

mistura que possui alto valor de exergia química. SHAPIRO e VAN GARPEN (1989)

demonstraram que a parcela química da exergia dos produtos de combustão, embora

negligenciada em muitos estudos, mostra-se significativa frente aos demais termos

presentes no balaço de exergia do cilindro de um MCI.

Segundo MORAN e SHAPIRO (2009), a exergia química específica molar de

uma mistura de gases ideais pode ser obtida pela seguinte equação

∑ ∑

(4.15)

onde é a exergia química padrão de cada componente i da mistura. Os valores de

exergia química padrão de cada substância considerada na mistura apresentados na

Tab. 4.3 foram obtidos a partir do trabalho de MORRIS e SZARGUT (1986).

Tabela 4.4: Valores de exergia padrão de algumas substâncias.

Espécie [kJ/mol]

O2 3,97

O 233,7

N2 0,72

N 456,2

H2 236,1

H 331,3

H2O - g 9,5

OH 154,9

CO2 19,87

CO 275,1

NO 88,9

C2H5OH 1363,9

C8H18 5170,3

56

Quando se avalia uma variação de exergia, ou de exergia de fluxo, entre dois

estados onde a composição química da substância é a mesma, a contribuição química

se cancela, permanecendo apenas a diferença das contribuições termomecânicas.

Entretanto, em várias avaliações torna-se necessário levar em consideração

explicitamente a contribuição da exergia química. Alguns exemplos são os processos

que envolvem reações químicas, como é o caso da combustão (MORAN e SHAPIRO,

2009).

A exergia total específica de fluxo na base molar da mistura pode ser obtida

através das Eqs. (4.13) e (4.15), tal que:

( ) ( ) (4.16)

e na base mássica,

( ) ( ) (4.17)

A exergia específica química da mistura na base mássica pode ser obtida de

forma análoga ao calor específico na Eq. (4.9), como segue:

(4.18)

De forma análoga a como foi calculada a exergia de fluxo, pode-se calcular

exergia total específica molar da mistura através das Eqs. (4.11) e (4.15), conforme

segue:

( ) ( ) ( ) (4.19)

e na base mássica,

( ) ( ) ( ) (4.20)

57

GALLO (1990), em seu trabalho, realiza algumas manipulações algébricas com

as Eqs. (4.16) e (4.19), e apresenta uma relação entre a exergia total e a exergia total

de fluxo, através da seguinte equação:

( ⁄ ) (4.21)

A Eq. (4.21), proposta por GALLO (1990), se torna muito útil por eliminar a

necessidade de se calcular a energia interna e o volume específico da mistura de

gases para os cálculos da exergia total específica molar, simplificando os cálculos e

reduzindo o custo computacional do programa.

Substituindo as Eqs. (4.3)-(4.7) na Eq. (4.16), obtém-se para a exergia total

específica molar de fluxo a seguinte equação

∑ ∫ ( )

∑ (∫ ( )

(

)

)

∑

∑

(4.22)

e substituindo a Eq. (4.22) na Eq. (4.21), obtém-se para a exergia total específica

molar a equação

∑ ∫ ( )

∑ (∫ ( )

(

)

)

∑

∑

( ⁄ )

(4.23)

Vale ressaltar que, os termos referentes à entalpia de formação e entropia

absoluta se cancelam no desenvolvimento das Eqs. (4.22) e (4.23), não sendo

utilizados para os cálculos de exergia.

Para a análise exergética, no programa desenvolvido no Wolfram

Mathematica®, são requeridos os valores da exergia total e exergia total específica de

fluxo, ambos na base mássica, que podem ser obtidas através das equações a seguir

58

(4.24)

(4.25)

onde é a massa da mistura contida dentro do volume de controle.

4.3 Exergia destruída

Para a correta compreensão de como parte potencial da geração de trabalho é

perdido durante os processos que ocorrem em determinado ente termodinâmico, neste

estudo um motor de combustão interna, é necessário primeiramente calcular a

irreversibilidade, ou como também é chamada, a destruição de exergia que ocorre em

cada processo que compõe o ciclo de funcionamento do motor. A irreversibilidade

pode ser obtida de duas maneiras: através do balanço de exergia ou pelo teorema de

Gouy-Stodola, a partir da geração de entropia. Neste estudo será adotado o cálculo da

irreversibilidade através do balanço de exergia.

Cabe ressaltar que uma vez que a simulação considera como fronteiras do

sistema a interface entre os gases e as paredes do motor, a análise de

irreversibilidade não considera o atrito, sendo a transferência de calor com diferenças

finitas de temperatura e as reações químicas da combustão as únicas origens de

irreversibilidade consideradas. Segundo GALLO (1990), é no fenômeno da combustão

onde reside a maior fonte de irreversibilidades, sendo um dos objetivos deste trabalho

analisar qual o impacto da adição de etanol na mistura sobre as irreversibilidades em

motores de alta rotação.

Nesta seção serão apresentados os equacionamentos para o cálculo da

exergia destruída e balanço exergético em termos percentuais da exergia que entra no

sistema para a fase fechada do ciclo de um MCI.

59

4.3.1 Cálculo da exergia destruída

A exergia destruída pode ser calculada através do balanço de exergia para um

sistema fechado entre dois estados genéricos 1 e 2 (MORAN e SHAPIRO, 2009),

conforme demonstrado a seguir

(

) (4.26)

em que

(4.27)

( ( )⁄ ) representa a transferência de exergia associada ao calor entre o

sistema e o ambiente, onde representa a temperatura na fronteira em que ocorre a

transferência de calor, é a exergia destruída e o termo representa o trabalho

líquido, ou seja, o trabalho desenvolvido pelo sistema menos o trabalho realizado

contra a atmosfera

∫( )

(4.28)

A partir da Eq. (4.26), a exergia destruída entre dois estados 1 e 2 para um

sistema fechado, pode ser calculada através de

(

) (4.29)

Neste estudo a temperatura do reservatório foi assumida como sendo igual à

temperatura da parede do cilindro, considerada constante neste estudo, pois

segundo GALLO (1990), a força motriz da transferência de calor calculada durante

cada processo é a diferença de temperaturas entre o gás e a parede. Logo a Eq.

(4.29) pode ser reescrita como:

60

( ) (4.30)

considerando

( ) (4.31)

temos que

(4.32)

Neste trabalho é considerada a fase aberta do ciclo do MCI, onde existe fluxo

de massa através das válvulas, portanto, a exergia destruída é calculada através do

balanço de exergia para volume de controle em regime transiente, onde os termos do

balanço são apresentados na forma de taxa, conforme descrito na Eq. (4.33) a seguir

(4.33)

onde o termo ⁄ representa a transferência de exergia associada à entrada e

à saída de massa do volume de controle, ⁄ é a variação da massa através do

volume de controle. Para a fase fechada do ciclo (compressão, combustão e

expansão) o termo ⁄ é nulo, pois não são consideradas as vazões mássicas

entre o pistão e o cilindro (blow-by). O termo ⁄ representa a variação de exergia

armazenada dentro do volume de controle, é a potência líquida e é a taxa da

transferência de exergia associada ao calor. Vale atentar ao fato de que na

modelagem de MCI todos os termos da Eq. (4.33) são derivados em função do ângulo

do virabrequim , ao invés de serem derivados em função do tempo , como é

usualmente encontrado nos balanços de taxa de exergia.

61

4.3.2 Balanço exergético percentual

Para avaliar os impactos das mudanças de alguns parâmetros operacionais do

motor e misturas de combustíveis, são calculados os termos do balanço de exergia em

relação à exergia que entra com a mistura ar/combustível, da fase fechada do ciclo de

operação do motor, de acordo com as equações a seguir:

(4.34)

(4.35)

(4.36)

(4.37)

onde é a exergia que entra no motor através da mistura ar/combustível, que foi

escolhida como sendo a exergia armazenada dentro do volume de controle no início

do processo de compressão, é a exergia transferida via calor durante a fase

fechada do ciclo, é o trabalho realizado durante a fase fechada do ciclo, é a

exergia destruída durante a fase fechada do ciclo e é a exergia perdida pelos

gases de exaustão, que foi adotada como sendo a exergia contida dentro do volume

de controle no final do processo de expansão.

São realizados também os balanços exergéticos percentuais que cada

processo que compõe a fase fechada do ciclo isoladamente, com o objetivo de se

analisar a influência de cada processo sobre os termos do balanço exergético.

Os balanços exergéticos percentuais são de extrema valia para clara

visualização do efeito das mudanças na composição dos combustíveis e condições de

operação do motor sobre a variação, transferências e destruição de exergia.

62

4.4 Eficiências exergéticas

As eficiências exergéticas são úteis para distinguirmos os meios de utilização

de combustíveis que são termodinamicamente eficazes dos que são menos eficazes.

Podem-se utilizar as eficiências exergéticas para avaliar a eficácia das medidas de

engenharia tomadas para melhorar o desempenho de um sistema térmico. Esta

avaliação é realizada através da comparação dos valores de eficiência determinados

antes e após as modificações terem sido realizadas para mostrar o quanto de melhora

foi alcançado (MORAN e SHAPIRO, 2009).

É de extrema importância atentar ao fato de que o limite de 100% de eficiência

exergética não deve ser considerado para dispositivos térmicos reais. Tal limite teórico

só poderia ser alcançado se não existisse destruição de exergia ou perdas de exergia.

Algo impossível para MCI que, inevitavelmente, possuem uma grande parcela da

exergia destruída durante o processo de combustão.

Segundo GALLO (1990), o conceito de eficiência exergética, ao avaliar

qualitativamente e quantitativamente a conversão de exergia, diferencia as perdas

para o ambiente das irreversibilidades internas e pode se constituir em um poderoso

indicador do desempenho de processos ou sistemas.

De acordo com o apresentado por GALLO (1990), a eficiência exergética de

um processo termodinâmico qualquer pode ser obtida através de

(4.38)

De acordo com MORAN e SHAPIRO (2009), as expressões para a eficiência

exergética podem assumir diferentes formas. Em todos os casos, a eficiência

exergética pode ser deduzida através do balanço de exergia. Primeiramente, deve-se

atentar para os sentidos da transferência de calor e trabalho, se estão entrando ou

saindo do volume de controle no processo observado. Através da Eq. (4.32), para o

processo de compressão em um MCI, tem-se que

( ) ( ) (4.39)

onde os termos , , e representam, respectivamente, a variação

de exergia entre os estados final e inicial, trabalho líquido, exergia transferida via calor

63

e exergia destruída no processo de compressão. O sinal (-) para o indica o

trabalho entrando no sistema, e o sinal (-) para o indica que a exergia está

sendo transferida do sistema para o ambiente.

O efeito útil desejado para o processo de compressão em um MCI é o aumento

da exergia da mistura ar/combustível. Desta maneira fica evidente que, os dois últimos

termos da eq. (4.39) representam claramente as perdas no processo, pois quanto

maiores forem os valores desses termos, menor será o valor do aumento de exergia.

Analisando a Eq. (4.39), para o processo de compressão em um MCI, pode-se

afirmar que, a exergia transferida via trabalho é responsável pela variação da

exergia dentro do cilindro. Desta forma, pode ser considerada como o consumo

de exergia e a variação de exergia a exergia útil produzida. Substituindo os

termos da Eq. (3.38), a eficiência exergética para o processo de compressão em um

MCI pode ser deduzida como

| | (4.40)

De maneira análoga à dedução da eficiência exergética do processo de

compressão foram deduzidas as eficiências exergéticas do processo de combustão,

do processo de expansão, da fase fechada do ciclo e do ciclo completo (global), sendo

representadas pelas seguintes equações:

(4.41)

(4.42)

(4.43)

(4.44)

64

onde , , e são respectivamente as eficiências exergéticas dos processos

de combustão, expansão, da fase fechada do ciclo e global, a variação de exergia

entre os estados final e inicial do processo , a exergia de fluxo inicial do processo.

Para as eficiências exergéticas da fase aberta do ciclo, foram utilizadas as

apresentadas no trabalho de GALLO e MILANEZ (1992), sendo calculadas a partir das

equações

| | (4.45)

| | (4.46)

| | (4.47)

onde , e são respectivamente as eficiências exergéticas dos processos de

escape, admissão, e da fase aberta do ciclo. O termo representa a exergia de

fluxo que entraria no motor em uma admissão perfeita, calculada por

(4.48)

sendo é a exergia no final do processo de admissão e A massa que entraria em

uma admissão perfeita pode ser calculada através da equação dos gases ideais:

(4.49)

onde é o volume do ciclindro no pronto morto inferior, é a constante particular

da mistura de gases.

65

5. RESULTADOS

Este capítulo tem como objetivo apresentar os dados de entrada, resultados da

simulação e da análise exergética do motor de motocicleta com diferentes misturas de

gasolina e etanol e diferentes condições de operação. Para a apresentação dos

resultados foram elaborados gráficos e tabelas que são divididos em três seções. A

primeira contém os resultados obtidos com o simulador AVL Boost®. A segunda

contém os resultados da análise exergética com a configuração original do motor. A

última os resultados da análise exergética variando-se alguns dos parâmetros

principais do motor.

5.1 Dados de entrada

Nessa seção serão apresentados os dados de entrada para a simulação do

motor de motocicleta bicombustível 150 cc com o programa AVL Boost®, e os dados

de entrada necessários para as simulações com o programa de análise exergética.

5.1.1 Dados de entrada para a simulação do motor

Para a simulação com o programa AVL Boost®, são necessários: dados

dimensionais do motor, dos dutos de admissão e escape, curvas de levantamento de

válvula, porcentagem em volume de cada componente da mistura de combustíveis,

curva de avanço e parâmetros do modelo de combustão adotado.

O simulador de motores AVL Boost® fornece duas opções para a inserção de

combustíveis. Na primeira, é permitido selecionar um combustível pré-definido,

presente no banco de dados do software, através do campo Classic Species Setup.

Na segunda opção, o combustível pode ser montado a partir de uma mistura de

espécies químicas, desde que elas estejam presentes nas tabelas termodinâmicas do

programa, através do campo General Species Setup.

Como os combustíveis deste estudo, Gasolina E22 e Etanol Hidratado não

estão presentes no banco de dados do programa AVL Boost®, foi necessário inserir os

componentes da mistura em suas frações volumétricas no campo General Species

Setup. Desta maneira, os combustíveis utilizados neste trabalho foram inseridos no

66

simulador de motores como sendo uma mistura de gasolina, etanol e água, conforme

a Tab. 5.1, onde o “H” representa a porcentagem de etanol hidratado combustível

(EHC) na mistura de gasolina E22 com 22% v/v de etanol anidro combustível (EAC) e

etanol hidratado combustível (EHC). Também é considerada a presença da água na

forma líquida na mistura de combustíveis, pois o EHC, que será utilizado neste

trabalho, possui até 4,9% v/v de água na sua composição (ANP, 2011b).

Tabela 5.1: Porcentagens em volume de cada espécie da mistura de combustíveis.

COMBUSTÍVEIS GASOLINA PURA EAC ÁGUA

[%] [%] [%]

H0 (Gasolina E22) 78,0000 21,9120 0,0880

H25 58,5000 40,2090 1,2910

H50 39,0000 58,5060 2,4940

H75 19,5000 76,8030 3,6970

H100 (EHC) 0,0000 95,1000 4,9000

Para a simulação do motor é necessário também inserir informações sobre a

curva de levantamento de válvulas, que irá influenciar diretamente no total de massa

admitida dentro do cilindro, duração da fase fechada e duração da fase aberta do ciclo.

Dados típicos para as curvas de levantamento de válvulas mostrados na Fig.5.1 foram

utilizados, devido à dificuldade de obter esses dados do fabricante.

Figura 5.1 – Levantamento de válvulas (mm) versus ângulo do virabrequim (grau).

67

Os dados da Tab. 5.2 constituem as especificações técnicas retiradas

diretamente do manual de serviço da motocicleta.

Tabela 5.2: Especificações técnicas do motor de motocicleta 150 cc flex utilizada neste trabalho.

Tipo do motor

4 tempos, arrefecido a ar, OHC,

monocilíndrico,

acionado por corrente, 2 válvulas, flex-fuel

Potência máxima (Gasolina)

(Etanol)

14,2 cv

14,3 cv

Torque máximo (Gasolina)

(Etanol)

1,32 kgf.m

1,45 kgf.m

Rotação de potência máxima 8500 rpm

Rotação de torque máximo 6500 rpm

Rotação de marcha lenta 1400 rpm

Cilindrada 149,5 cm3

Diâmetro do pistão 57,30 mm

Curso do pistão 57,84 mm

Razão de compressão 9,5 : 1

Ponto de ignição em marcha lenta 8° APMS a 1400 rpm

Folga do espaçamento entre o pistão e

camisa até o primeiro anel 0,02 mm

Folga da válvula de admissão (motor a

frio) 0,08 mm

Folga da válvula de escape (motor a

frio) 0,12 mm

Diâmetro da cabeça da válvula

(Admissão) 30 mm

Diâmetro da cabeça da válvula

(Escape) 26 mm

Levantamento máx. da válvula

(admissão) 4,9071 mm

Levantamento máx. da válvula

(escape) 4,7938 mm

Abertura da válvula de admissão abertura de 1 mm 2 ° APMS

Fechamento da válvula de admissão abertura de 1 mm 28 ° DPMI

Abertura da válvula de exaustão abertura de 1 mm 27 ° APMI

Fechamento da válvula de exaustão abertura de 1 mm 2 ° DPMS

68

Para a motocicleta equipada com injeção eletrônica com tecnologia flex-fuel

desse estudo, não foi possível obter uma curva de avanço, pois os valores de avanço

em um motor com injeção eletrônica são reajustados a cada instante pela central

eletrônica através dos dados enviados pelos sensores fixados na motocicleta. Para o

presente trabalho, elaborou-se uma curva de avanço baseada nos dados de avanço

disponibilizados no trabalho de WU et al. (2007). Foi realizado um ajuste a partir do

valor do avanço de marcha lenta especificado no manual da motocicleta (Tab. 5.2),

que é superior ao avanço de marcha lenta da motocicleta do estudo de WU et al.

(2007). No presente estudo, foi adotada a curva de avanço apresentada na Fig. 5.2.

Entretanto, vale ressaltar, que os efeitos da variação do avanço de ignição serão

contemplados na análise exergética.

Figura 5.2 – Avanço de ignição (grau APMS) versus rotação do motor (rpm).

5.1.2 Dados de entrada para a análise exergética

A troca de dados entre o código de análise exergética e o software AVL Boost®

é realizada através de arquivos com extensão “.dat”, gerados diretamente com o

simulador de motores. O código de análise exergética necessita como dados de

entrada as curvas de pressão, temperatura, massa, volume, taxa de calor transferido e

fração molar de cada espécie química que compõe a mistura ar/combustível, conforme

pode ser visualizado nas Figs. 5.3-5.8. Sendo apresentado como exemplo somente a

curva da fração molar do oxigênio.

69

Figura 5.3 – Pressão (MPa) versus ângulo do virabrequim (grau).

Figura 5.4 – Temperatura (K) versus ângulo do virabrequim (grau).

Figura 5.5 – Massa da mistura (kg) versus ângulo do virabrequim (grau).

Figura 5.6 – Volume (m3) versus ângulo do

virabrequim (grau).

Figura 5.7 – Taxa de calor transferido (J/grau) versus ângulo do virabrequim (grau).

Figura 5.8 – Fração molar (-) do O2 versus ângulo do virabrequim (grau).

70

5.2 Resultados da simulação do motor com AVL Boost

Nesta seção são apresentados os resultados obtidos com o simulador de

motores AVL Boost® que serão de fundamental importância para a interpretação dos

resultados da análise exergética. São apresentadas as curvas de pressão, massa,

temperatura e calor transferido para diversas misturas de gasolina e etanol e rotações

do motor e as curvas de volume do cilindro para diferentes relações de compressão.

Vale atentar que, para as simulações do motor de motocicleta objetivado no presente

trabalho, em todas as misturas de combustíveis e condições de operação, foi

considerado o motor operando em plena carga, conforme justificado na Seç.3.6.4.

5.2.1 Massa dentro do cilindro

A massa total admitida durante cada ciclo irá influenciar na quantidade de

energia liberada na combustão, o que irá determinar por sua vez os valores máximos

alcançados de pressão e temperatura dentro do cilindro, como também a exergia

química total disponível antes do processo de combustão.

A Fig. 5.9 apresenta a massa dentro do cilindro versus ângulo do virabrequim

para diferentes misturas de gasolina e etanol em uma mesma rotação do motor (7500

rpm). As linhas tracejadas indicam, respectivamente, da esquerda para a direita, o

fechamento da válvula de admissão (FVA), o ponto morto superior (PMS) e a abertura

da válvula de escape (AVE). O intervalo contido entre FVA e AVE representa a fase

fechada do ciclo, não havendo fluxo de massa. É importante notar que o ponto de FVA

não coincide exatamente com o valor zero da curva de levantamento de válvulas (Fig.

5.1) e sim com o ponto onde a válvula já está fechada o suficiente para não haver

fluxo de massa. O mesmo ocorre para o ponto de AVE.

O processo de admissão com massa entrando no cilindro pode ser visualizado

na Figs. 5.9 e 5.10, com a massa aumentando dentro do cilindro até um pouco antes

do FVA. O efeito contrário pode ser visualizado após o ponto de AVE, com a massa

decrescendo dentro do volume de controle no processo de escape. Vale atentar que,

nos pontos próximos de zero grau (ou 720 graus) o valor da massa não é zero,

indicando a presença de gases residuais da combustão, que irão influenciar no

aquecimento da nova mistura de ar/combustível que adentra no cilindro, como também

interferir no processo de combustão.

71

Figura 5.9 – Massa da mistura de gases (kg) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm.

Figura 5.10 – Massa da mistura de gases (kg) versus ângulo do virabrequim (grau) para

diferentes rotações do motor (rpm) – H0.

72

A Fig. 5.10 apresenta as curvas de massa dentro do cilindro para diferentes

rotações do motor. Pode ser visto que a massa total de ar/combustível admitida

aumenta até a rotação de 6500 rpm para depois começar a decrescer. Isto ocorre

porque a massa de combustível injetada aumenta com o aumento da rotação, o que

ocasiona em princípio o aumento da massa total admitida. Entretanto, o aumento da

rotação do motor ocasiona uma queda na eficiência volumétrica do motor o que vem a

ocasionar posteriormente uma diminuição da massa total admitida em rotações mais

elevadas. Também pode ser visualizado na Fig. 5.10, o escoamento reverso na

válvula de admissão (back-flow), visualizado através dos picos que se formam em

rotações mais baixas antes do ponto de FVA, picos praticamente inexistentes nas

rotações mais elevadas.

5.2.2 Pressão no cilindro

A Fig. 5.11 a seguir apresenta as curvas de pressão para as misturas de

gasolina e etanol consideradas neste trabalho. Podem ser observados valores de

pressão máxima bem próximos, mesmo quando se aumenta a proporção de etanol

hidratado na mistura, diferentemente do observado nos perfis da curva de pressão

experimentais do trabalho de MELO (2012), onde se obtém um aumento nos picos de

pressão quando se aumenta o teor de etanol na mistura. Segundo MELO (2012), esse

aumento dos picos de pressão é justificado pelo fato de que, em motores reais

aumenta-se o avanço quando se adiciona etanol à mistura, por causa do valor de

octanagem mais elevada do etanol em relação à gasolina. No presente estudo, os

valores simulados bem próximos dos picos de pressão para todas as misturas

provavelmente se deve ao fato de ter sido adotado nas simulações o mesmo valor de

avanço para todas as misturas de etanol e gasolina.

Na Fig. 5.12 os picos de pressão aumentam até a rotação de 5500 rpm para

em seguida começar a decrescer com o aumento da rotação do motor. Este

comportamento se deve principalmente a dois motivos, a variação da massa total

admitida que influencia na quantidade de energia liberada na combustão e ao aumento

na duração de combustão ( ) com o aumento da rotação do motor (Tab. 5.3). O

aumento de desloca o ângulo onde ocorre a liberação máxima de energia, ângulo

onde metade da mistura foi queimada ( ), mais à direita do PMS, que pode ser

visualizado pelos picos de pressão se deslocando à direita do PMS com o aumento da

rotação.

73

Figura 5.11 – Pressão instantânea da mistura de gases (MPa) versus ângulo do virabrequim

(grau) para H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm.

Figura 5.12 – Pressão instantânea da mistura de gases (MPa) versus ângulo do virabrequim

(grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0.

74

Tabela 5.3: Duração da combustão e para diferentes rotações do motor – H0.

(1 – 99%)

rpm grau grau

4500 81,5 361,0

5000 85,5 362,5

5500 86,5 363,0

6000 87,5 364,0

6500 88,5 366,0

7000 92,5 368,0

7500 94,2 369,9

8000 100,0 373,0

8500 105,0 375,0

5.2.3 Calor transferido pela parede do cilindro

A Fig. 5.13 apresenta as curvas de taxa de calor transferido através das

paredes do cilindro do motor para as misturas de gasolina e etanol deste estudo. Pode

ser observado que, os valores durante o processo de admissão (antes do FVA) são

próximos de zero, devido às temperaturas dos gases estarem próximas à temperatura

da parede do motor. Os valores do calor transferido através da parede do cilindro

começam a crescer logo antes do PMS durante o processo de compressão e com o

início do processo de combustão. Os valores máximos são observados logo após o

PMS durante expansão dos gases que estão em elevadas temperaturas durante a

combustão, podendo ser observado valores máximos muito próximos para as

diferentes misturas em uma mesma rotação do motor.

Na Fig. 5.14 pode ser visto que, com o aumento da rotação do motor os valores

máximos da taxa de calor transferido através da parede do cilindro diminuem. Tal

comportamento se deve por que quanto mais elevada a rotação do motor menor será

o tempo do ciclo completo do motor (0 a 720 grau) e, portanto, menor será o tempo

que os gases terão em contato com as paredes do cilindro.

75

Figura 5.13 – Taxa de calor transferido entre a mistura de gases e as paredes do cilindro

(J/grau) versus ângulo do virabrequim (grau) para H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm.

Figura 5.14 – Taxa de calor transferido entre a mistura de gases e as paredes do cilindro

(J/grau) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0.

76

5.2.4 Temperatura no cilindro

A Fig. 5.15 apresenta as curvas de temperatura para as diferentes misturas de

gasolina e etanol para uma mesma rotação do motor. Pode ser observado que valores

durante todo o ciclo são muito próximos para todas as misturas simuladas, mas com

valores um pouco mais elevados para as misturas com baixos teores de etanol

hidratado.

Na Fig. 5.16 podem ser visualizadas as curvas de temperatura para diferentes

rotações do motor. Pode ser observado que os picos de temperatura decrescem com

o aumento da rotação do motor, acompanhando o que acontece com as curvas de

calor transferido (Fig. 5.14), e que as temperaturas dos gases durante o processo de

escape (após a AVE) aumentam com a rotação do motor, e isto possivelmente se

deve aos valores mais elevados de massa contida no cilindro após a AVE visualizado

na Fig. 5.10, que indicam maior restrição ao escoamento dos gases através da válvula

de escape em rotações mais elevadas, ocasionando aumento de pressão (Fig. 5.12) e

temperatura.

Figura 5.15 – Temperatura instantânea da mistura de gases dentro do cilindro (K) versus

ângulo do virabrequim (grau) para H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm.

77

Figura 5.16 – Temperatura instantânea da mistura de gases dentro do cilindro (K) versus

ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0.

5.2.5 Volume do cilindro

Na maioria dos casos simulados a curva do volume total do cilindro em função

de , que consiste do volume do cilindro e da câmara de combustão, permanece a

mesma. Entretanto, foram realizadas algumas simulações variando-se um dos

parâmetros dimensionais do motor, a relação de compressão ( ), que provoca uma

variação na curva de volume, pois representa a relação entre o volume máximo,

quando o pistão está no ponto morto inferior (PMI), e o volume mínimo, quando o

pistão está no PMS, expresso através da equação:

(5.1)

A Fig. 5.17 apresenta as curvas do volume com diferentes valores de relação

de compressão, onde pode ser observado, como seria de se esperar, a diminuição do

volume total com o aumento do valor da relação de compressão do motor, o que irá

78

influenciar nas curvas de pressão, temperatura, massa e taxa de calor transferido e,

consequentemente, nos valores de exergia como será discutido na Seç. 5.4.3.

Figura 5.17 – Volume instantâneo do cilindro (m3) versus ângulo do virabrequim (grau)

várias relações de compressão – H0 – 7500 rpm.

79

5.3 Resultados da análise exergética nas configurações

originais do motor e parâmetros de operação

Nesta seção são apresentados os resultados da análise exergética nas

configurações originais do motor referente a três parâmetros principais (Tab. 5.4), por

serem estes os parâmetros que mais impactam na eficiência exergética de um MCI

segundo (RAKOPOULOS e GIAKOUMIS, 2006, CARVALHO, 2011).

Tabela 5.4: Valores-base dos parâmetros principais da análise exergética.

(adimensional) (adimensional) (APMS)

1 9,5 29

Onde é a relação de compressão do motor, sendo um parâmetro geométrico

do motor é adotado um valor fixo na fase de projeto, relaciona em quantas partes (em

volume) a mistura ar/combustível é comprimida dentro do motor, é o avanço de

ignição, ângulo onde é liberada a centelha, medido em grau APMS (antes do ponto

morto superior). O fator de excesso de ar é definido por (HEYWOOD, 1980):

(5.1)

onde e são, respectivamente, a razão ar/combustível real e a razão

ar/combustível estequiométrica. A definição de é tal que:

para misturas pobres em combustível, ;

para misturas estequiométricas, ;

para misturas ricas em combustível,

Nesta seção, para o melhor entendimento dos resultados da análise exergética

nas configurações originais do motor, foram divididos os resultados em duas

subseções, a primeira expondo os resultados variando-se a composição do

combustível, e na segunda, variando-se a rotação do motor.

80

5.3.1 Variação da composição do combustível

Para visualizar o comportamento de cada termo do balanço de exergia foram

montados os gráficos a seguir (Figs. 5.18-5.22) para cada mistura de gasolina e etanol

na rotação 7500 rpm. Os gráficos das Figs. 5.18-5.22 foram baseados no gráfico (Fig.

2.3) apresentado no trabalho de RAKOPOULOS et al. (2008b). É importante destacar

que, no presente trabalho, não foi considerada a influência da água isoladamente,

presente na mistura de combustíveis.

Nas Figs. 5.18-5.22 pode ser observado que, referente à exergia química da

mistura ar/combustível, esta cresce juntamente com a massa admitida durante o

processo de admissão e se torna constante no momento onde não há mais fluxo de

massa através das válvulas (no ponto de FVA), e continua constante até o início do

processo de combustão, ponto onde começa a decrescer, um pouco antes do PMS.

Durante o processo de combustão a exergia química diminui enquanto a exergia

termomecânica aumenta até que, ao final da combustão e antes da AVE, a exergia

termomecânica é que passa a representar a maior parte da exergia total. Após a AVE,

ou seja, durante o processo de exaustão dos gases, os valores de exergia química e

termomecânica diminuem acompanhando o decréscimo de massa dentro do cilindro.

Analisando os gráficos é possível afirmar que o processo de combustão é o

maior responsável pela destruição de exergia, seguido do processo de expansão dos

gases. No processo de compressão a destruição de exergia é próxima de zero,

confirmando dados da literatura (GALLO e MILANEZ, 1992, RAKOPOULOS e

GIAKOUMIS, 2006, RAKOPOULOS et al., 2008b, CARVALHO, 2011).

A maioria dos trabalhos de análise exergética de MCI se limita a investigar a

destruição de exergia apenas para a fase fechada do ciclo, conforme exemplificado na

Fig. 2.3. Referente à fase aberta do ciclo, a destruição de exergia durante o processo

de admissão é próximo de zero, similar ao processo de compressão, mas a exergia

destruída durante o processo de exaustão já é significativa como pode ser visualizado

nas Figs. 5.18-5.22, devido às elevadas temperaturas dos gases de escape.

A exergia transferida via calor não é muito influente no balanço de exergia,

conforme pode ser verificado nas Figs. 5.18-5.22, possuindo valores bem pequenos

em comparação aos demais termos do balanço. A exergia transferida via calor é

próxima de zero antes do início do processo de combustão, devido à diferença entre

os valores de temperatura dos gases e da parede do cilindro não ser significativa

antes da combustão.

81

Figura 5.18 – Termos do balanço de exergia (J) versus ângulo do virabrequim (grau) – H0 – 7500 rpm.


82



83


Nas Figs. 5.18-5.22 não é possível visualizar claramente as mudanças nos

termos do balanço de exergia quando se varia a composição do combustível. Para tal

finalidade, foram agrupadas as curvas de cada termo do balanço isoladamente para

diferentes misturas simuladas, conforme pode ser visto nas Figs. 5.23-5.28.

A Fig. 5.23 apresenta as curvas de exergia total quando se varia a composição

do combustível, sendo observada uma diminuição nos valores de exergia total da

mistura ar/combustível quando se aumenta o teor de etano hidratado na mistura em

todo o ciclo de funcionamento do motor, devido ao menor valor de exergia química do

etanol em relação à gasolina. Como pode ser observado na Fig. 5.23, maior valor de

exergia total é perdida nos gases de escape, após a AVE, quando se utiliza misturas

com maior teor de gasolina, fato que terá impacto direto na eficiência exergética como

será visto mais adiante.

A exergia termomecânica (Fig. 5.24) é dependente somente dos valores de

pressão e temperatura dentro do cilindro, devido aos valores próximos de pressão e

de temperatura para todas as misturas, apresentados nas Figs. 5.11 e 5.15. Os

valores de exergia termomecânica também não apresentam variação acentuada

quando se modifica a composição do combustível.

84

Figura 5.23 – Exergia total (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

Figura 5.24 – Exergia termomecânica (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

85

A Fig. 5.25 apresenta as curvas de exergia química para diferentes

composições de etanol e gasolina, onde é muito importante atentar para os valores de

exergia química no ponto de AVE, pois estes serão os valores da exergia química dos

gases lançados para a atmosfera, e segundo DANIEL e ROSEN (2002), representam

um bom indicador do impacto ambiental, pois a exergia química possui relação com o

potencial de interação dos gases com o ambiente. A partir desta linha de raciocínio,

seria possível afirmar que, para a rotação de 7500 rpm no motor de motocicleta deste

estudo, as misturas com altas concentrações de gasolina geram um maior impacto

ambiental por causa dos valores de exergia química mais elevados dos gases de

exaustão.

Figura 5.25 – Exergia química (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

Nas curvas de trabalho líquido (Fig. 5.26), observam-se valores bem próximos

para todas as misturas simuladas. Entretanto, pode ser vista ligeira diferença nos

valores após a AVE, onde se encontram valores um pouco menores para as misturas

de altos teores de etanol, indicando que a adição de etanol à mistura ocasiona uma

diminuição no trabalho de bombeamento dos gases através da válvula de escape.

Na Fig. 5.27 se encontram as curvas de exergia transferida via calor, onde se

observa uma diminuição da exergia total transferida via calor à medida que se

aumenta o teor de etanol na mistura.

86

Figura 5.26 – Trabalho liquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

Figura 5.27 – Exergia transferida via calor (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para

as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

87

Pode ser verificado na Fig. 5.28 que, antes do início do processo de

combustão, logo antes do PMS, os valores de exergia destruída são muito próximos

para as diferentes misturas de gasolina e etanol. A exergia destruída durante o

processo de combustão diminui à medida que se aumenta o teor de etanol na mistura,

revelando que a combustão da gasolina destrói mais exergia do que a combustão do

etanol, mesmo o motor de motocicleta estando em suas configurações originais.

Figura 5.28 – Exergia destruída (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para as misturas H0, H25, H50, H75, H100 - 7500 rpm.

Analisando somente as Figs. 5.23-5.28 fica difícil determinar com qual

composição de combustível se obteve, proporcionalmente, maior valor de exergia

destruída em relação à exergia que entrou no volume de controle. Por exemplo, com a

mistura H0 se obteve maior valor de exergia destruída (Fig. 5.28), mas em

contrapartida se obteve com H0 maior valor de exergia de entrada (valor de

exergia no ponto de FVA), como pode ser visto na Fig. 5.23. Desta forma, para uma

melhor comparação entre as misturas simuladas, foram calculados os termos do

balanço de exergia percentual em relação ao valor de , como pode ser visto na

Tab. 5.5 para a fase fechada do ciclo.

Todas as tabelas de balanço exergético deste capítulo poderão ser

visualizadas em seus valores absolutos no Anexo II.

88

Tabela 5.5: Balanço exergético percentual (%) para H0, H25, H50, H75 e H100 – 7500 rpm.

Misturas H0 H25 H50 H75 H100

(%) 100 100 100 100 100

(%) 30,98 31,27 31,42 31,74 32,10

(%) 2,25 2,27 2,28 2,30 2,32

(%) 28,58 28,54 28,41 28,33 28,24

(%) 38,19 37,92 37,89 37,63 37,34

*(%) 25,36 25,45 25,60 25,78 26,03

*(%) 12,84 12,47 12,29 11,85 11,30

*Os termos

e representam as parcelas da exergia de saída, respectivamente, termomecânica

e química, não fazendo parte do somatório total.

A Tab. 5.5 apresenta os valores do balanço exergético percentual para todas

as misturas de gasolina e etanol deste estudo. Pode-se observar que, à medida que

se aumenta o teor de etanol na mistura obtém-se maior parcela da exergia de entrada

transferida via trabalho e via calor, seguindo tendência encontrada na literatura

(GALLO e MILANEZ, 1992). Com o aumento do etanol na mistura obtém-se menor

valor da exergia destruída ao final da fase fechada do ciclo. A redução nas parcelas de

exergia química dos gases de exaustão quando se aumenta o teor de etanol, indica

um processo de combustão mais eficiente para as misturas mais ricas em etanol.

A Tab. 5.6 apresenta os valores das eficiências exergéticas calculadas a partir

das Eqs. (4.40)-(4.47) apresentadas na Seç. 4.4. Podem ser observados valores mais

elevados para quase todas as eficiências exergéticas quando se utiliza misturas com

maiores teores de etanol, mesmo com o motor em sua configuração original,

coincidindo com o observado na literatura (GALLO e MILANEZ, 1992).

Tabela 5.6: Eficiências exergéticas de cada processo para diferentes misturas – 7500 rpm.

Misturas H0 H25 H50 H75 H100

(%) 89,84 89,91 89,95 90,01 90,07

(%) 92,24 92,14 92,05 92,02 92,03

(%) 53,67 53,80 54,20 54,49 54,85

(%) 71,38 71,75 71,49 71,76 71,81

(%) 95,40 95,43 95,37 95,35 95,37

(%) 50,12 50,37 50,59 50,89 51,23

(%) 92,64 92,74 92,76 92,83 92,90

(%) 29,23 29,53 29,65 29,95 30,31

89

5.3.2 Variação da rotação do motor

Nesta subseção são apresentados os gráficos dos termos do balanço de

exergia para diferentes valores de rotação do motor, juntamente com as tabelas de

balanço exergético percentual e os gráficos das eficiências exergéticas.

Na Fig. 5.29 pode-se observar que os valores de exergia total aumentam até a

rotação de 6500 rpm para em seguida começar a decrescer, acompanhando o que

acontece com a curva de massa dentro do cilindro (Fig. 5.10). Também se pode

observar a diminuição da exergia total um pouco antes do ponto de FVA para rotações

mais baixas do motor, devido ao refluxo de massa (Fig.5.10).

Figura 5.29 – Exergia total (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0.

A Fig. 5.30 apresenta os valores de exergia termomecânica para diferentes

rotações do motor, onde pode ser verificado o deslocamento dos pontos máximos para

a direita do PMS com o aumento da rotação do motor, exatamente como observado

para a pressão no cilindro (Fig. 5.12), e pode-se também observar o aumento da

exergia termomecânica dos gases de escape com o aumento da rotação do motor,

acompanhando a temperatura dos gases dentro do cilindro (Fig. 5.16).

90

Figura 5.30 – Exergia termomecânica (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para

diversas rotações do motor (rpm) – H0.

Figura 5.31 – Exergia química (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas rotações do motor (rpm) – H0.

91

Na Fig. 5.31 pode ser observado que a exergia química apresenta o mesmo

comportamento da exergia total da mistura, acompanhando o que acontece com a

massa dentro do cilindro (Fig. 5.10), obtendo valores mais elevados em 6500 rpm e os

menores valores em 8500 rpm.

A Fig. 5.32 apresenta as curvas de trabalho líquido para diferentes rotações do

motor, onde são observados valores muito próximos até o PMS, indicando pouca

diferença do trabalho de admissão e compressão da mistura ar/combustível em

diferentes rotações do motor. Também pode ser observado que, os valores mais

baixos de trabalho líquido do ciclo são obtidos nas rotações mais elevadas do motor, e

que o trabalho de exaustão dos gases aumenta à medida que se aumenta a rotação.

Figura 5.32 – Trabalho líquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas

rotações do motor (rpm) – H0.

A Fig. 5.33 apresenta as curvas de exergia transferida via calor para diferentes

rotações do motor, onde pode ser visto que a exergia transferida via calor diminui com

o aumento da rotação do motor, fenômeno já observado para a taxa de calor

transferido (Fig. 5.14).

A Fig. 5.34 apresenta as curvas de exergia destruída para diferentes rotações

do motor, onde são observados os valores mais baixos de exergia destruída do ciclo

para as rotações mais elevadas do motor.

92


diversas rotações do motor (rpm) – H0.

Figura 5.34 – Exergia destruída (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diversas

rotações do motor (rpm) – H0.

93

As Tabs. 5.7-5.11 apresentam os balanços exergéticos percentuais para

diferentes rotações do motor e para as diferentes misturas de gasolina e etanol

simuladas. Pode ser observada a mesma tendência para as diferentes misturas, onde

o valor da exergia dos gases de exaustão aumenta com o aumento da rotação do

motor. As parcelas de exergia destruída e transferida via calor possuem

comportamento contrário, diminuindo com o aumento da rotação do motor. Os valores

de trabalho líquido realizado são mais baixos para rotações mais elevadas do motor, o

que terá impacto nos valores de eficiência exergética. As tendências observadas para

, , e coincidem com as tendências encontradas na literatura (GALLO e

MILANEZ, 1992, KOPAC e KOKTURK, 2005, RAKOPOULOS e GIAKOUMIS, 2006).

Também pode ser observado nas Tabs. 5.7-5.11 que, à medida que se

aumenta o teor de etanol na mistura maior parcela da exergia de entrada é destruída,

mas em contrapartida, maior quantidade da exergia de entrada é convertida em

trabalho líquido.

Tabela 5.7: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes (rpm)– H0.

(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 31,6 31,2 31,4 31,6 31,7 31,3 31,0 31,1 30,4

(%) 3,1 2,8 2,7 2,6 2,5 2,3 2,2 2,2 2,1

(%) 31,0 30,2 30,0 29,7 29,4 28,9 28,6 28,5 28,2

(%) 34,4 35,7 35,9 36,0 36,4 37,5 38,2 38,2 39,3

(%) 22,2 22,2 22,8 23,3 24,0 24,5 25,4 27,5 28,5

(%) 12,2 13,5 13,1 12,7 12,4 13,0 12,8 10,7 10,8


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 32,1 31,6 31,6 31,9 32,0 31,5 31,3 31,4 30,7

(%) 3,1 2,9 2,7 2,6 2,5 2,4 2,3 2,2 2,2

(%) 31,1 30,3 29,9 29,7 29,4 28,9 28,5 28,5 28,1

(%) 33,8 35,2 35,7 35,8 36,2 37,3 37,9 37,9 39,0

(%) 22,6 22,5 22,8 23,4 24,1 24,6 25,4 27,5 28,6

(%) 11,2 12,7 12,9 12,4 12,1 12,6 12,5 10,4 10,5

94


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 32,5 31,9 31,9 32,2 32,1 31,8 31,4 31,6 31,0

(%) 3,1 2,9 2,8 2,6 2,5 2,4 2,3 2,2 2,2

(%) 31,1 30,3 29,9 29,6 29,2 28,8 28,4 28,4 28,0

(%) 33,2 34,9 35,4 35,6 36,2 37,0 37,9 37,7 38,7

(%) 23,0 22,8 23,0 23,6 24,3 24,7 25,6 27,6 28,7

(%) 10,2 12,1 12,4 12,0 11,9 12,3 12,3 10,1 10,1


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 32,9 32,3 32,3 32,5 32,4 32,1 31,7 31,8 31,4

(%) 3,2 2,9 2,8 2,6 2,5 2,4 2,3 2,3 2,2

(%) 31,1 30,2 29,8 29,5 29,2 28,7 28,3 28,2 28,0

(%) 32,8 34,6 35,1 35,3 35,9 36,7 37,6 37,7 38,5

(%) 23,4 23,2 23,3 23,8 24,5 24,9 25,8 27,7 28,8

(%) 9,3 11,4 11,7 11,5 11,4 11,8 11,9 10,0 9,7

Tabela 5.11: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes (rpm) – H100.

(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 33,4 32,8 32,7 32,9 32,8 32,5 32,1 32,1 31,7

(%) 3,2 3,0 2,8 2,7 2,5 2,4 2,3 2,3 2,2

(%) 31,2 30,2 29,8 29,5 29,1 28,7 28,2 28,1 27,9

(%) 32,2 34,0 34,7 35,0 35,6 36,4 37,3 37,5 38,2

(%) 23,9 23,6 23,7 24,1 24,8 25,2 26,0 27,8 29,0

(%) 8,3 10,4 11,0 10,8 10,8 11,2 11,3 9,7 9,2

Nas Figs. 5.35-5.42 são apresentados os valores das eficiências exergéticas

para diferentes misturas e rotações do motor (rpm), onde pode ser visualizado o

comportamento das eficiências exergéticas tanto dos processos que compõem a fase

fechada como dos processos que compõem a fase aberta do ciclo.

95

Referente à fase fechada do ciclo, a eficiência de compressão apresenta

uma pequena variação até em torno de 6500 rpm, depois não apresenta variação

significativa. A eficiência exergética da combustão aumenta com o aumento de ,

devido à duração da combustão aumentar com a rotação do motor (Tab. 5.3),

aumentando por sua vez o trabalho líquido realizado durante o processo de

combustão. A eficiência exergética da expansão diminui com o aumento da

rotação. A eficiência exergética da fase fechada segue o comportamento de ,

aumentando com o aumento da rotação do motor.

Referente à fase aberta do ciclo, a eficiência exergética da admissão

possui uma variação acentuada, alcançando o valor máximo em 6500 rpm para depois

começar a decrescer. A eficiência exergética de escape possui comportamento

similar à , mas com variação menos acentuada. A eficiência exergética da fase

aberta também aumenta até 6500 rpm para depois começar a decrescer.

A eficiência exergética global associa a exergia que entra no motor com a

massa total admitida com o trabalho líquido efetuado pelo ciclo. O valor de diminui

com o aumento de para todas as misturas de simuladas (Fig. 5.42), de acordo com

o encontrado no trabalho de GALLO e MILANEZ (1992). Tendo valores mais elevados

à medida que se aumenta o teor de etanol na mistura. Os valores de que foram

utilizados nos gráficos das Seções 5.3 e 5.4 se encontram Anexo III.

Figura 5.35 – Eficiência exergética do processo

de compressão (%) versus rotação do

motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.


de combustão (%) versus rotação do


96


de expansão (%) versus rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.

Figura 5.38 – Eficiência exergética da fase

fechada do ciclo (%) versus rotação do



de admissão (%) versus rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.


de escape (%) versus rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.


aberta do ciclo (%) versus rotação do motor

(rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.

Figura 5.42 – Eficiência exergética global

(%) versus rotação do motor (rpm) para H0, H25, H50, H75, H100.

97

5.4 Resultados da análise exergética variando-se parâmetros

de operação

Nesta seção serão analisados os impactos da variação de três parâmetros

principais do motor sobre os valores de exergia e eficiências, que são: o fator de

excesso de ar, o ponto de ignição e a relação de compressão do motor. O fator de

excesso de ar e o ponto de ignição foram escolhidos na análise por serem facilmente

ajustados em um MCI real, e a relação de compressão do motor por ser um parâmetro

de fundamental importância no projeto de um MCI, com impactos diretos nos valores

de eficiência energética e exergética.

Os resultados foram divididos em três subseções conforme o parâmetro a ser

estudado na análise exergética do motor de motocicleta com diferentes misturas de

gasolina e etanol.

5.4.1 Variação do fator de excesso de ar

Nas Figs. 5.43-5.48 são apresentadas os termos do balanço de exergia para

diferentes valores do fator de excesso de ar, desde valores para misturas ricas em

combustível ( ) até valores para misturas pobres em combustível ( ), sendo

apresentados os gráficos dos termos de exergia somente para a mistura H0, tendo

sido observado mesmo comportamento para as demais misturas, entretanto, as

demais misturas serão avaliadas nas tabelas de balanço exergético percentual e

gráficos de eficiências exergéticas.

A Fig. 5.43 apresenta as curvas de exergia total variando-se os valores do fator

de excesso de ar, pode ser observado que a variação do fator de excesso de ar por

afetar a quantidade de massa de combustível que entra no cilindro, afeta de maneira

significativa os valores da exergia total, obtendo-se valores muito mais elevados de

exergia total conforme se diminui o valor de , ou seja, conforme se enriquece a

mistura com combustível, e encontrando-se valores menores de exergia total com o

aumento do valor de .

98

Figura 5.43 – Exergia total (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes

valores de – H0 – 7500 rpm.

A Fig. 5.44 apresenta as curvas de exergia termomecânica para diferentes

valores do fator de excesso de ar, onde pode ser observado que os valores máximos

de exergia termomecânica aumentam conforme se aumenta o valor de até o valor de

fator de excesso de ar para mistura estequiométrica ( ), para em seguida começar

a decrescer, devido à diminuição da quantidade de comburente, ou seja, devido à

diminuição da quantidade de ar na mistura ar/combustível. Para os gases de exaustão

é observado na Fig. 5.44 que, a exergia termomecânica dos gases aumenta com o

aumento do valor de .

Na Fig. 5.45, pode ser observado para exergia química da mistura o mesmo

comportamento observado na Fig. 5.43 para a exergia total, onde menores valores são

obtidos conforme se aumenta o valor do fator de excesso de ar, devido à exergia

química dos combustíveis serem bem mais elevadas em relação aos componentes do

ar de admissão, e em relação aos produtos da combustão. Pode também ser

verificado que, a escolha de valores muito baixos de para o ajuste do motor não se

apresenta uma boa escolha, pois os elevados valores de exergia química que

apresentam os gases de exaustão indicam a presença de combustível não queimado,

que além de ser um indicativo de maior impacto ambiental, indica também uma perda

no ponto de vista econômico, por representar um recurso não utilizado.

99


diferentes valores de – H0 – 7500 rpm.

Figura 5.45 – Exergia química (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes


100

A Fig. 5.46 apresenta as curvas de trabalho líquido, onde podem ser

observados valores próximos de trabalho líquido para os valores de próximos de 1.

Pode ser visto que o valor mais elevado do trabalho líquido do ciclo foi obtido com o

valor de igual a 1,0. O valor mais baixo de trabalho líquido realizado pelo ciclo foi

obtido para o igual a 1,10, devido à mistura já estar muito pobre em combustível.

Figura 5.46 – Trabalho líquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes


Na Fig. 5.47 pode ser observada a variação dos valores de exergia transferida

via calor com a variação do fator de excesso de ar, sendo obtidos os valores mais

elevados de exergia transferida com os valores mais elevados do fator de excesso de

ar, e os valores mais baixos de exergia transferida via calor é encontrado com o valor

de igual a 0,90.

A Fig. 5.48 apresenta as curvas de exergia destruída para os diferentes valores

do fator de excesso de ar simulados, onde pode ser visto claramente que a exergia

destruída por ciclo aumenta conforme se diminui o valor de .

101



Figura 5.48 – Exergia destruída (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes


102

Nas Tabs. 5.12-5.16 são apresentados os valores dos termos do balanço

exergético percentual para diferentes valores do fator de excesso de ar e para

misturas de gasolina e etanol. Com o aumento no valor de , aumenta-se a exergia

destruída e obtêm-se valores menores da exergia de saída . A diminuição de

com o aumento de se deve, principalmente, à mudança na distribuição entre as

exergias química e termomecânica dos gases de exaustão, de acordo com o

observado na literatura (RAKOPOULOS e GIAKOUMIS, 2006).

Também pode ser visto nas Tabs. 5.12-5.16 que, obtém-se um aumento no

valor da parcela da exergia de entrada que é convertida em trabalho líquido com o

aumento no valor do fator de excesso de ar até o valor de igual a 1,05, a partir desse

valor de obtém-se uma diminuição nos valores de , devido à mistura já se

encontrar muito pobre em combustível. O aumento do teor de etanol na mistura

proporciona uma diminuição na parcela da exergia de entrada que é destruída e uma

diminuição na parcela que é perdida com os gases de exaustão ( ), resultando em

um aumento da parcela que é convertida em trabalho líquido ( ).

Tabela 5.12: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm.

(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 27,0 29,1 31,0 32,6 32,4

(%) 1,9 2,1 2,2 2,4 2,3

(%) 26,5 27,6 28,6 29,3 29,5

(%) 44,6 41,2 38,2 35,7 35,8

(%) 19,9 22,7 25,4 28,3 28,9

(%) 24,6 18,4 12,8 7,4 6,9

Tabela 5.13: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes valores de –

H25 – 7500 rpm.

(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 27,3 29,3 31,3 32,9 32,6

(%) 1,9 2,1 2,3 2,4 2,3

(%) 26,4 27,5 28,5 29,3 29,4

(%) 44,3 41,1 37,9 35,4 35,6

(%) 20,0 22,7 25,4 28,4 28,9

(%) 24,3 18,4 12,5 7,0 6,8

103

Tabela 5.14: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes valores de –

H50 – 7500 rpm.

(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 27,6 29,6 31,4 33,2 32,7

(%) 2,0 2,1 2,3 2,4 2,3

(%) 26,4 27,5 28,4 29,2 29,2

(%) 44,0 40,8 37,9 35,1 35,8

(%) 20,2 22,8 25,6 28,5 28,8

(%) 23,8 18,0 12,3 6,7 6,9


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 28,0 29,9 31,7 33,5 32,9

(%) 2,0 2,1 2,3 2,4 2,4

(%) 26,3 27,4 28,3 29,2 29,1

(%) 43,7 40,5 37,6 34,9 35,7

(%) 20,4 23,0 25,8 28,6 28,8

(%) 23,3 17,5 11,9 6,3 6,9


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 28,3 30,3 32,1 33,7 33,0

(%) 2,0 2,2 2,3 2,4 2,4

(%) 26,2 27,3 28,2 29,0 28,9

(%) 43,6 40,2 37,3 34,8 35,7

(%) 20,7 23,3 26,0 28,7 28,8

(%) 22,8 16,9 11,3 6,1 7,0


para diferentes valores de fator de excesso de ar e diferentes misturas. Pode ser

observado que a eficiência exergética de compressão se mantém praticamente

104

constante com o aumento do , diferentemente da eficiência exergética de combustão

que apresenta um aumento significativo. Para a eficiência de expansão se

obtém efeito contrário de . A eficiência exergética da fase fechada aumenta com

o incremento de até o valor ótimo de de 1,05.

Como as eficiências dos processos que compõem a fase aberta do ciclo não

apresentam variação significativa com a variação de , a eficiência exergética global

apresenta o mesmo comportamento de , alcançando valor máximo no valor de

igual a 1,05, para em seguida começar a decrescer, seguindo mesma tendência

observada por LIOR e RUDY (1988).


de compressão (%) versus fator de excesso

de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


de combustão (%) versus fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


de expansão (%) versus fator de excesso

de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


fechada do ciclo (%) versus fator de excesso

de ar para H0, H25, H50, H75, H100.

105


de admissão (%) versus fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


de escape (%) versus fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


aberta do ciclo (%) versus fator de excesso

de ar para H0, H25, H50, H75, H100.


(%) versus fator de excesso de ar para H0, H25, H50, H75, H100.

106

5.4.2 Variação do ponto de ignição

Nesta subseção serão avaliados os impactos nos termos do balanço de exergia

e eficiências exergéticas após as mudanças nos valores do ponto de ignição do motor,

ponto onde é liberada a centelha, desde valores mais adiantados até valores mais

atrasados em relação ao ponto de ignição de 29 graus AMPS (valor adotado na

configuração original do motor). Nas Figs. 5.57-5.62 são apresentadas os termos do

balanço de exergia para diferentes valores de ponto de ignição .

A Fig. 5.57 apresenta as curvas de exergia total para diferentes valores do

ponto de ignição, pode-se observar que são encontrados valores mais elevados de

exergia total à medida que se diminui o valor de , devido ao atraso em que ocorre o

decréscimo da exergia química com início do processo de combustão como pode ser

visualizado no gráfico de exergia química (Fig. 5.59).

Na Fig. 5.58 pode ser observado que são obtidos maiores valores de exergia

termomecânica conforme se aumenta o valor de , e também pode ser visualizado o

deslocamento dos valores máximos de exergia termomecânica para a direita do PMS

de acordo com a diminuição dos valores de .


valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm.

107


diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm.



108

A Fig. 5.60 a seguir apresenta as curvas de trabalho líquido para diferentes

valores do ponto de ignição, pode ser visualizado claramente que são obtidos valores

mais elevados do trabalho líquido realizado pelo ciclo à medida que se aumenta o

valor de .

Figura 5.60 – Trabalho líquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes


Nas Figs. 5.61 e 5.62 pode-se observar que, o aumento do valor do ponto de

ignição proporciona um aumento da exergia transferida via calor, como também, um

aumento nos valores de destruição de exergia, o que indicaria em princípio uma

diminuição nos valores de eficiência exergética global (Fig. 5.70). Entretanto, devido

aos menores valores de exergia termomecânica dos gases de exaustão e devido aos

maiores valores de trabalho líquido do ciclo, se obtém um aumento no valor da

eficiência exergética global quando se aumenta o ponto de ignição .

109


diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm.



110


exergético percentual para os diferentes valores de ponto de ignição e para

diferentes misturas de gasolina e etanol. Pode ser observado que o aumento no valor

de proporciona um aumento da exergia transferida via calor, da exergia destruída e

um aumento do trabalho líquido realizado, confirmando tendência encontrada na

literatura (RAKOPOULOS, 1993, RAKOPOULOS e GIAKOUMIS, 2006). A exergia dos

gases de exaustão diminui com o incremento de . É importante notar que, a parcela

que corresponde a exergia química dos gases de exaustão , diminui com o

aumento de , indicando menor concentração de combustível não queimado e menor

concentração de gases resultantes da queima incompleta, resultado de uma queima

mais eficiente quando se incrementa no motor de motocicleta em 7500 rpm.

Também pode ser observado nas Tabs. 5.17-5.21 que, o aumento no teor de

etanol na mistura proporciona o aumento na exergia convertida em trabalho líquido,

juntamente com a redução nos valores de exergia dos gases de exaustão e redução

na parcela da exergia de entrada que é destruída.

Tabela 5.17: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes valores de (grau APMS) – H0 – 7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 29,3 30,2 31,0 31,6 31,8

(%) 2,0 2,1 2,2 2,4 2,5

(%) 27,8 28,1 28,6 29,1 29,5

(%) 40,9 39,6 38,2 37,0 36,2

(%) 27,3 26,3 25,4 24,6 24,1

(%) 13,6 13,3 12,8 12,3 12,1


(grau APMS) 23 26 29 32 35

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 29,4 30,5 31,3 31,7 32,0

(%) 2,0 2,1 2,3 2,4 2,6

(%) 27,7 28,1 28,5 29,0 29,5

(%) 40,9 39,3 37,9 36,9 35,9

(%) 27,4 26,4 25,4 24,8 24,2

(%) 13,4 12,8 12,5 12,2 11,7

111


(grau APMS) 23 26 29 32 35

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 29,8 30,8 31,4 32,0 32,3

(%) 2,0 2,1 2,3 2,4 2,6

(%) 27,6 28,0 28,4 28,9 29,4

(%) 40,6 39,1 37,9 36,7 35,7

(%) 27,5 26,5 25,6 24,9 24,3

(%) 13,1 12,6 12,3 11,8 11,4

Tabela 5.20: Balanço exergético percentual da fase fechada (%) para diferentes valores de (grau APMS)– H75 – 7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,1 31,1 31,7 32,3 32,6

(%) 2,0 2,2 2,3 2,4 2,6

(%) 27,5 27,9 28,3 28,8 29,4

(%) 40,3 38,8 37,6 36,4 35,4

(%) 27,7 26,6 25,8 25,1 24,5

(%) 12,7 12,1 11,9 11,4 10,9


(grau APMS) 23 26 29 32 35

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,4 31,5 32,1 32,6 32,9

(%) 2,1 2,2 2,3 2,5 2,6

(%) 27,4 27,9 28,2 28,7 29,3

(%) 40,1 38,5 37,3 36,1 35,2

(%) 28,0 26,9 26,0 25,3 24,8

(%) 12,1 11,6 11,3 10,8 10,4

112


para diferentes valores de ponto de ignição e diferentes misturas. Pode ser

observado que o aumento de pouco afeta a eficiência exergética da compressão,

provocando um decréscimo no valor da eficiência exergética de combustão e um

aumento no valor da eficiência exergética da expansão, resultando em uma variação

não significativa da eficiência exergética da fase fechada.

Referente à fase aberta do ciclo, é possível observar nas Figs. 5.67-5.69 que

os valores de eficiência praticamente não sofrem variação com o incremento de . A

eficiência global aumenta com o aumento de (Fig. 5.70), tendo valores mais

elevados à medida que se aumenta o teor de etanol na mistura.


de compressão (%) versus ponto de ignição

(grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100.


de combustão (%) versus ponto de ignição



de expansão (%) versus ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100.


fechada do ciclo (%) versus ponto de ignição


113


de admissão (%) versus ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100.


de escape (%) versus ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100.


aberta do ciclo (%) versus ponto de ignição



(%) versus ponto de ignição (grau APMS) para H0, H25, H50, H75, H100.

114

5.4.3 Variação da relação de compressão

Vale atentar ao fato que a relação de compressão do motor é um parâmetro

definido durante a etapa de projeto de um MCI, de acordo com o combustível a ser

utilizado, sendo que em motores com tecnologia flex, caso da motocicleta deste

estudo, é sempre adotado um valor da que privilegia uma determinada proporção de

mistura de gasolina e etanol em detrimento a outras proporções. A definição do valor

de tem como fator limitante a octanagem do combustível a ser utilizado, que nada

mais é do que a resistência à autoignição do combustível quando comprido.

Nesta subseção serão avaliados os impactos nos termos do balanço de exergia

e eficiências exergéticas após as mudanças nos valores de relação de compressão do

motor, desde valores menores que a relação de compressão original ( ) até

valores mais elevados. Nas Figs. 5.71-5.76 são apresentadas os termos do balanço de

exergia para diferentes valores da relação de compressão .

A Fig. 5.71 apresenta as curvas de exergia total com diferentes valores de

relação de compressão do motor, pode-se observar que, o aumento no valor de

provoca um aumento no valor de exergia total máxima e uma diminuição nos valores

de exergia total dos gases de exaustão.



115

A Fig. 5.72 apresenta as curvas de exergia termomecânica para diferentes

valores de , onde se observa que com o aumento do valor de obtêm-se valores de

exergia termomecânica máxima mais elevada, ocasionando um aumento também nos

valores de exergia termomecânica dos gases de exaustão.



Na Fig. 5.73 pode ser observada que a mudança nos valores de não

proporcionou grandes variações nos valores da exergia química da mistura, tendo

valores ligeiramente mais elevados nos gases de exaustão para valores mais elevados

de . A Fig. 5.74 apresenta o trabalho líquido para diferentes valores de , pode ser

verificado que, apesar do aumento do trabalho de compressão com o aumento no

valor de , evidenciado no PMS, resultados de trabalho líquido maiores são obtidos ao

término do ciclo quando se aumenta o valor de .

A Fig. 5.75 apresenta as curvas de exergia transferida via calor para diferentes

valores de relação de compressão do motor, onde pode ser observado que o aumento

de ocasiona o aumento da exergia transferida via calor ao término do ciclo, devido

às temperaturas mais elevadas obtidas com o aumento de .

116



Figura 5.74 – Trabalho líquido (J) versus ângulo do virabrequim (grau) para diferentes valores de – H0 – 7500 rpm.

117




valores de (-) – H0 – 7500 rpm.

118

Na Fig. 5.76 podem ser visualizadas as curvas de exergia destruída para vários

valores de relação de compressão, pode-se observar que à medida que se aumento o

valor de obtém-se uma diminuição nos valores de destruição de exergia.


exergético percentual para os diferentes valores de e para diferentes misturas. Pode

ser observado que, o aumento no valor de ocasiona o aumento do trabalho líquido

realizado e o aumento da exergia transferida via calor, enquanto que a exergia dos

gases de exaustão é diminuída, sendo observadas mesmas tendências na literatura

(RAKOPOULOS, 1993, RAKOPOULOS e GIAKOUMIS, 2006). A parcela da exergia

de entrada que é destruída durante a fase fechada do ciclo apresenta pouca variação

com o acréscimo de .

Pode ser observado também nas Tabs. 5.22-5.26 que, o aumento no teor de

etanol na mistura, como nos demais casos vistos nas Seções 5.4.1 e 5.4.2,

proporciona um aumento na parcela da exergia de entrada que é convertida em

trabalho líquido.


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,1 30,6 31,0 31,3 31,7

(%) 2,2 2,2 2,2 2,3 2,3

(%) 28,5 28,6 28,6 28,6 28,6

(%) 39,2 38,7 38,2 37,8 37,4

(%) 26,6 26,0 25,4 24,8 24,3

(%) 12,6 12,7 12,8 13,0 13,1


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,4 30,9 31,3 31,7 32,0

(%) 2,2 2,2 2,3 2,3 2,3

(%) 28,5 28,5 28,5 28,6 28,6

(%) 38,9 38,4 37,9 37,5 37,1

(%) 26,7 26,1 25,4 24,9 24,4

(%) 12,2 12,3 12,5 12,5 12,7

119


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,7 31,2 31,4 31,8 32,1

(%) 2,2 2,3 2,3 2,3 2,3

(%) 28,4 28,5 28,4 28,4 28,4

(%) 38,7 38,1 37,9 37,5 37,1

(%) 26,9 26,2 25,6 25,0 24,5

(%) 11,8 11,9 12,3 12,4 12,6


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 30,9 31,3 31,7 32,1 32,5

(%) 2,2 2,3 2,3 2,3 2,4

(%) 28,3 28,3 28,3 28,4 28,4

(%) 38,7 38,1 37,6 37,2 36,8

(%) 27,1 26,4 25,8 25,2 24,7

(%) 11,6 11,7 11,9 12,0 12,1


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(%) 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0

(%) 31,2 31,7 32,1 32,5 32,8

(%) 2,2 2,3 2,3 2,4 2,4

(%) 28,2 28,2 28,2 28,3 28,3

(%) 38,4 37,8 37,3 36,9 36,5

(%) 27,4 26,7 26,0 25,4 24,9

(%) 11,0 11,2 11,3 11,5 11,6

120


para diferentes valores de e diferentes misturas. O aumento de pouco afeta a

eficiência exergética da compressão. O motivo pelo qual o valor de pouco varia

com o incremento de consiste que, o aumento da exergia total é obtido com o

aumento de durante o processo de compressão, entretanto, maior quantidade de

trabalho de compressão é requerido para tal.

A eficiência do processo de combustão aumenta com o acréscimo de ,

enquanto a eficiência exergética de expansão apresenta variação pouco

acentuada, resultando em um aumento da eficiência exergética da fase fechada para

valores maiores de .

Referente à fase aberta do ciclo, são observadas poucas variações nos valores

de eficiência exergética dos processos de admissão, compressão e expansão. A

eficiência exergética global aumenta com o aumento de , confirmando dados da

literatura (LIOR e RUDY, 1988, GALLO e MILANEZ, 1992, RAKOPOULOS e

GIAKOUMIS, 2006). Também pode ser visualizado que a eficiência exergética global

aumenta com o aumento no teor de etanol na mistura, como pode ser visualizado

na Fig. 5.84, confirmando resultados encontrados por GALLO e MILANEZ (1992).


de compressão (%) versus razão de

compressão para H0, H25, H50, H75, H100.


de combustão (%) versus razão de


121


de expansão (%) versus razão de



fechada do ciclo (%) versus razão de



de admissão (%) versus razão de



de escape (%) versus razão de compressão

para H0, H25, H50, H75, H100.


aberta (%) do ciclo versus razão de



(%) versus razão de compressão para H0, H25, H50, H75, H100.

122

6. CONCLUSÕES E SUGESTÕES

Neste capítulo são apresentadas as conclusões obtidas após análise dos

resultados apresentados e discutidos no Cap. 5, referentes à simulação e análise

exergética do motor de motocicleta com diferentes misturas de gasolina e etanol.

Também são apresentadas neste capítulo algumas sugestões e recomendações para

trabalhos futuros.

Neste estudo, foi utilizado o programa AVL Boost® para a simulação do motor

de motocicleta com diferentes misturas de gasolina e etanol, entretanto, o simulador

de motores não fornece como dados de saída os valores de exergia e eficiências

exergéticas, tendo a modelagem das equações regidas pela a primeira lei da

termodinâmica. Com o intuito de comparar o funcionamento do motor com diferentes

combustíveis e parâmetros de operação sob a ótica da segunda lei, foi proposta uma

nova metodologia neste trabalho, sendo elaborado um código na plataforma Wolfram

Mathematica®, onde foram implementados os cálculos requeridos para a análise

exergética do motor. Vale ressaltar, foi realizado neste estudo análise exergética na

linha dos trabalhos de GALLO e MILANEZ (1992) e RAKOPOULOS e GIAKOUMIS

(2006), que implementam os cálculos de exergia em função do ângulo do virabrequim,

podendo ser avaliada desta forma a contribuição de cada processo nos termos do

balanço de exergia, e identificado os pontos onde ocorrem maior destruição de

exergia.

Como resultados da análise exergética para o motor de motocicleta em sua

configuração original, foi encontrado que o aumento do teor de etanol na mistura

proporciona o aumento da eficiência exergética global em todas as rotações do motor,

a redução nos valores de exergia destruída e a redução no valor de exergia química

dos gases de exaustão, indicando menor impacto ambiental para misturas ricas em

etanol. Também foi observado que, em relação à exergia que entra com a mistura

ar/combustível, a parcela que é destruída e a parcela que é transferida via calor

diminuem com o aumento da rotação do motor. A eficiência exergética global também

diminui com o aumento da rotação, devido principalmente ao aumento da exergia dos

gases de escape. Em rotações bastante elevadas do motor de motocicleta ocorreram

quedas acentuadas nos valores máximos de exergia dentro do cilindro, por causa da

queda da eficiência volumétrica do motor e do aumento no valor da duração de

combustão.

123

Foram variados três parâmetros principais no motor de motocicleta para a

análise exergética, o fator de excesso de ar, o ponto de ignição e a relação de

compressão do motor.

Foi verificado que a variação do fator de excesso de ar afeta bastante o valor

da exergia total e, por conseguinte, a exergia química dos gases de escape, pois

altera a quantidade de combustível que entra na mistura ar/combustível. O aumento

no fator de excesso de ar proporciona uma redução na quantidade de exergia

destruída. A eficiência exergética global aumenta com o aumento do fator de excesso

de ar até misturas um pouco empobrecidas, pois a partir de um determinado valor do

fator de excesso de ar é observada a queda no valor de eficiência, devido a pouca

quantidade de combustível na mistura.

Referente à variação do ponto de ignição, foi verificado que o adiantamento do

avanço de ignição proporciona o aumento no valor de exergia destruída, exergia

transferida via calor e o aumento no trabalho líquido realizado pelo ciclo. Foi

observada também uma redução no valor de exergia dos gases de exaustão com o

adiantamento do ponto de ignição. A eficiência exergética global aumenta com o

adiantamento do avanço de ignição.

Em relação à modificação do valor da relação de compressão do motor, foi

observado que conforme se aumenta o valor da relação de compressão do motor se

obtém um aumento da exergia destruída, da exergia transferida via calor e uma

diminuição nos valores de exergia total dos gases de exaustão, como também, um

aumento no valor do trabalho líquido ao término do ciclo, apesar do maior trabalho de

compressão requerido. O aumento da eficiência exergética global foi obtido com o

aumento da relação de compressão. Vale destacar que, com os valores simulados de

razão de compressão, obteve-se variação nos valores de exergia total menos

significativa em relação à variação obtida com os valores de ponto de ignição e fator

de excesso de ar.

Para todos os casos simulados, com o motor nas suas configurações originais,

e após a variação dos parâmetros, foi observado um aumento da eficiência exergética

global à medida que se aumentava o teor de etanol na mistura, demonstrando que

misturas com altas concentrações de etanol se mostram uma boa escolha para

motores de motocicleta de baixa cilindrada e alta rotação.

Em trabalhos futuros se sugere que sejam realizados experimentos para a

obtenção de dados referentes à combustão em motores de motocicleta, de forma que

as simulações computacionais se tornem mais próximas ao que acontece na prática.

Sugere-se o levantamento de dados como a duração e o início da combustão, curvas

de pressão e temperatura versus ângulo do virabrequim e concentração dos gases de

124

exaustão, para diferentes combustíveis utilizados, em motor de motocicleta de baixa

cilindrada e alta rotação.

Também se sugere que sejam feitas simulações e análise exergética e

termoeconômica de motores de motocicleta com etanol e outros combustíveis

alternativos. Como também, que sejam implementados modelos de otimização que

tenham como função objetivo o valor da eficiência exergética global ou o valor de

exergia química dos gases de exaustão, através do ajuste nos valores de razão de

compressão, avanço de ignição e fator de excesso de ar para cada combustível ou

mistura de combustíveis considerados no estudo.

125

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131

ANEXO I – TABELA DE VALORES DAS

PROPRIEDADES TERMODINÂMICAS

Tabela I.1: Valores das propriedades termodinâmicas - N2.

(K) (J/mol.K) (kJ/mol) (J/mol.K)

EPLVO NASA (%) EPLVO NASA (%) EPLVO NASA (%)

300 28,873 29,125 0,8663 0,053 0,054 1,0822 191,789 191,790 0,0007

400 29,076 29,249 0,5918 2,947 2,971 0,8090 200,111 200,181 0,0348

500 29,598 29,582 0,0542 5,879 5,911 0,5407 206,652 206,740 0,0426

600 30,241 30,109 0,4381 8,870 8,894 0,2644 212,104 212,177 0,0343

700 30,908 30,754 0,5004 11,928 11,937 0,0757 216,816 216,866 0,0230

800 31,553 31,434 0,3801 15,051 15,046 0,0354 220,986 221,017 0,0141

900 32,157 32,090 0,2102 18,237 18,223 0,0783 224,738 224,758 0,0091

1000 32,712 32,696 0,0489 21,481 21,462 0,0893 228,155 228,171 0,0071

1100 33,216 33,242 0,0792 24,778 24,760 0,0726 231,297 231,313 0,0071

1200 33,670 33,724 0,1595 28,123 28,109 0,0486 234,207 234,227 0,0087

1300 34,079 34,147 0,2001 31,510 31,503 0,0237 236,918 236,943 0,0105

1400 34,445 34,518 0,2117 34,937 34,936 0,0028 239,457 239,488 0,0128

1500 34,773 34,842 0,1988 38,398 38,405 0,0178 241,845 241,880 0,0144

1600 35,066 35,127 0,1737 41,890 41,903 0,0301 244,099 244,138 0,0161

1700 35,328 35,377 0,1381 45,410 45,429 0,0411 246,233 246,275 0,0172

1800 35,563 35,599 0,1024 48,955 48,978 0,0468 248,259 248,304 0,0182

1900 35,772 35,795 0,0637 52,522 52,548 0,0494 250,187 250,234 0,0187

2000 35,960 35,970 0,0286 56,109 56,136 0,0485 252,027 252,075 0,0191

2100 36,128 36,127 0,0017 59,713 59,741 0,0463 253,786 253,833 0,0187

2200 36,278 36,267 0,0306 63,334 63,361 0,0430 255,470 255,517 0,0185

2300 36,413 36,395 0,0497 66,968 66,994 0,0382 257,085 257,132 0,0181

2400 36,534 36,510 0,0667 70,616 70,639 0,0327 258,638 258,684 0,0179

2500 36,644 36,615 0,0780 74,275 74,296 0,0284 260,131 260,176 0,0171

2600 36,742 36,711 0,0846 77,944 77,962 0,0228 261,571 261,614 0,0166

2700 36,831 36,800 0,0846 81,623 81,638 0,0184 262,959 263,002 0,0164

2800 36,912 36,881 0,0841 85,310 85,322 0,0138 264,300 264,341 0,0156

2900 36,986 36,957 0,0775 89,005 89,014 0,0100 265,596 265,637 0,0153

3000 37,053 37,027 0,0702 92,707 92,713 0,0063 266,851 266,891 0,0148

3100 37,115 37,093 0,0591 96,416 96,419 0,0036 268,067 268,106 0,0144

3200 37,172 37,155 0,0462 100,130 100,131 0,0010 269,247 269,285 0,0142

3300 37,225 37,213 0,0334 103,850 103,850 0,0001 270,391 270,429 0,0139

3400 37,275 37,268 0,0197 107,575 107,574 0,0009 271,503 271,541 0,0138

3500 37,322 37,320 0,0065 111,305 111,303 0,0017 272,585 272,622 0,0137

3600 37,367 37,370 0,0074 115,039 115,038 0,0012 273,637 273,674 0,0136

3700 37,410 37,417 0,0182 118,778 118,777 0,0010 274,661 274,698 0,0134

3800 37,452 37,462 0,0274 122,521 122,521 0,0003 275,659 275,697 0,0137

3900 37,492 37,506 0,0367 126,269 126,270 0,0012 276,633 276,671 0,0139

4000 37,532 37,548 0,0425 130,020 130,022 0,0017 277,582 277,621 0,0139

132

Tabela I.2: Valores das propriedades termodinâmicas - O2.



300 29,535 29,388 0,4990 0,055 0,054 1,1548 205,332 205,331 0,0003

400 30,466 30,115 1,1671 3,055 3,026 0,9438 213,955 213,875 0,0376

500 31,360 31,092 0,8619 6,146 6,086 0,9940 220,851 220,698 0,0694

600 32,170 32,090 0,2482 9,324 9,245 0,8515 226,642 226,456 0,0820

700 32,892 32,990 0,2966 12,578 12,500 0,6201 231,656 231,472 0,0795

800 33,536 33,745 0,6206 15,900 15,838 0,3884 236,091 235,928 0,0691

900 34,110 34,361 0,7293 19,282 19,244 0,1992 240,075 239,939 0,0566

1000 34,627 34,883 0,7351 22,720 22,707 0,0557 243,696 243,587 0,0447

1100 35,093 35,333 0,6795 26,206 26,219 0,0496 247,018 246,934 0,0342

1200 35,517 35,695 0,4992 29,737 29,771 0,1149 250,090 250,024 0,0265

1300 35,905 36,006 0,2818 33,308 33,356 0,1435 252,949 252,894 0,0216

1400 36,261 36,288 0,0734 36,917 36,971 0,1469 255,623 255,573 0,0195

1500 36,592 36,553 0,1058 40,560 40,613 0,1316 258,136 258,086 0,0193

1600 36,899 36,808 0,2476 44,234 44,281 0,1056 260,507 260,453 0,0209

1700 37,187 37,057 0,3505 47,939 47,975 0,0756 262,753 262,692 0,0233

1800 37,458 37,302 0,4170 51,671 51,693 0,0424 264,886 264,817 0,0262

1900 37,713 37,545 0,4485 55,430 55,435 0,0095 266,919 266,840 0,0294

2000 37,956 37,784 0,4560 59,213 59,202 0,0191 268,859 268,772 0,0324

2100 38,188 38,020 0,4417 63,021 62,992 0,0454 270,717 270,621 0,0354

2200 38,410 38,254 0,4071 66,851 66,805 0,0682 272,498 272,395 0,0380

2300 38,623 38,484 0,3610 70,702 70,642 0,0853 274,211 274,101 0,0400

2400 38,829 38,710 0,3064 74,575 74,502 0,0979 275,859 275,744 0,0416

2500 39,028 38,933 0,2431 78,468 78,384 0,1069 277,448 277,328 0,0432

2600 39,221 39,152 0,1759 82,380 82,289 0,1109 278,982 278,860 0,0438

2700 39,409 39,366 0,1093 86,312 86,215 0,1122 280,466 280,341 0,0446

2800 39,593 39,575 0,0449 90,262 90,162 0,1108 281,903 281,777 0,0446

2900 39,773 39,780 0,0187 94,230 94,129 0,1075 283,295 283,169 0,0445

3000 39,949 39,980 0,0776 98,216 98,117 0,1012 284,646 284,521 0,0441

3100 40,122 40,175 0,1309 102,220 102,125 0,0929 285,959 285,835 0,0434

3200 40,293 40,365 0,1778 106,241 106,152 0,0836 287,236 287,114 0,0424

3300 40,462 40,549 0,2149 110,278 110,198 0,0730 288,478 288,359 0,0413

3400 40,629 40,729 0,2467 114,333 114,262 0,0621 289,689 289,572 0,0403

3500 40,794 40,904 0,2701 118,404 118,344 0,0508 290,869 290,755 0,0391

3600 40,957 41,074 0,2847 122,492 122,443 0,0397 292,020 291,910 0,0377

3700 41,119 41,239 0,2899 126,595 126,558 0,0296 293,145 293,037 0,0367

3800 41,281 41,400 0,2879 130,716 130,690 0,0195 294,243 294,139 0,0355

3900 41,441 41,556 0,2759 134,852 134,838 0,0101 295,318 295,217 0,0341

4000 41,601 41,707 0,2537 139,004 139,001 0,0020 296,369 296,271 0,0330

133

Tabela I.3: Valores das propriedades termodinâmicas – CO2.



300 37,187 37,220 0,0898 -393,441 -393,441 0,0001 214,017 214,017 0,0001

400 41,321 41,325 0,0093 -389,509 -389,506 0,0008 225,301 225,309 0,0037

500 44,676 44,624 0,1162 -385,203 -385,203 0,0000 234,895 234,898 0,0013

600 47,394 47,323 0,1509 -380,595 -380,601 0,0016 243,289 243,280 0,0038

700 49,616 49,561 0,1109 -375,741 -375,754 0,0035 250,767 250,748 0,0078

800 51,450 51,432 0,0342 -370,685 -370,701 0,0044 257,516 257,492 0,0094

900 52,977 52,999 0,0408 -365,461 -365,478 0,0046 263,667 263,643 0,0091

1000 54,261 54,309 0,0877 -360,097 -360,110 0,0035 269,317 269,297 0,0075

1100 55,349 55,420 0,1286 -354,615 -354,622 0,0019 274,541 274,527 0,0052

1200 56,276 56,347 0,1263 -349,033 -349,032 0,0003 279,398 279,390 0,0028

1300 57,071 57,130 0,1032 -343,365 -343,357 0,0022 283,935 283,932 0,0009

1400 57,757 57,798 0,0710 -337,622 -337,610 0,0037 288,190 288,191 0,0004

1500 58,352 58,374 0,0383 -331,816 -331,801 0,0046 292,195 292,199 0,0013

1600 58,870 58,873 0,0058 -325,955 -325,938 0,0051 295,978 295,982 0,0013

1700 59,323 59,310 0,0216 -320,044 -320,028 0,0051 299,561 299,565 0,0013

1800 59,721 59,693 0,0470 -314,092 -314,078 0,0044 302,963 302,966 0,0009

1900 60,073 60,033 0,0658 -308,102 -308,091 0,0035 306,202 306,203 0,0004

2000 60,384 60,335 0,0812 -302,079 -302,072 0,0022 309,291 309,290 0,0004

2100 60,661 60,604 0,0945 -296,026 -296,025 0,0004 312,244 312,240 0,0014

2200 60,909 60,846 0,1039 -289,947 -289,952 0,0016 315,072 315,065 0,0022

2300 61,132 61,065 0,1095 -283,845 -283,857 0,0042 317,785 317,775 0,0030

2400 61,333 61,263 0,1140 -277,722 -277,740 0,0066 320,391 320,378 0,0040

2500 61,515 61,443 0,1175 -271,579 -271,605 0,0095 322,898 322,883 0,0047

2600 61,682 61,608 0,1194 -265,419 -265,452 0,0123 325,314 325,296 0,0056

2700 61,834 61,760 0,1200 -259,243 -259,284 0,0157 327,645 327,624 0,0064

2800 61,975 61,901 0,1194 -253,053 -253,100 0,0186 329,896 329,872 0,0073

2900 62,106 62,033 0,1170 -246,849 -246,904 0,0224 332,073 332,047 0,0079

3000 62,228 62,156 0,1154 -240,632 -240,694 0,0258 334,181 334,152 0,0086

3100 62,343 62,273 0,1119 -234,403 -234,473 0,0297 336,223 336,192 0,0093

3200 62,451 62,385 0,1066 -228,164 -228,240 0,0335 338,204 338,171 0,0098

3300 62,555 62,492 0,1012 -221,913 -221,996 0,0373 340,128 340,092 0,0105

3400 62,655 62,596 0,0939 -215,653 -215,741 0,0409 341,997 341,959 0,0110

3500 62,751 62,697 0,0860 -209,382 -209,477 0,0451 343,814 343,775 0,0114

3600 62,844 62,798 0,0739 -203,103 -203,202 0,0489 345,583 345,543 0,0116

3700 62,936 62,898 0,0601 -196,814 -196,917 0,0525 347,306 347,265 0,0119

3800 63,026 62,998 0,0440 -190,516 -190,622 0,0559 348,986 348,943 0,0123

3900 63,115 63,100 0,0230 -184,209 -184,318 0,0594 350,624 350,581 0,0123

4000 63,203 63,204 0,0019 -177,893 -178,002 0,0614 352,223 352,180 0,0123

134

Tabela I.4: Valores das propriedades termodinâmicas - CO.



300 28,926 29,143 0,7436 -110,481 -110,481 0,0004 197,839 197,840 0,0005

400 29,253 29,341 0,2994 -107,576 -107,559 0,0160 206,195 206,245 0,0244

500 29,869 29,794 0,2507 -104,621 -104,604 0,0167 212,785 212,837 0,0242

600 30,578 30,438 0,4587 -101,599 -101,594 0,0053 218,293 218,324 0,0141

700 31,289 31,171 0,3792 -98,506 -98,514 0,0082 223,061 223,070 0,0042

800 31,963 31,900 0,1977 -95,343 -95,360 0,0180 227,283 227,280 0,0014

900 32,583 32,572 0,0338 -92,115 -92,136 0,0227 231,084 231,077 0,0032

1000 33,144 33,179 0,1047 -88,828 -88,848 0,0223 234,547 234,541 0,0025

1100 33,648 33,710 0,1846 -85,488 -85,503 0,0174 237,730 237,729 0,0004

1200 34,097 34,170 0,2139 -82,100 -82,108 0,0092 240,677 240,682 0,0020

1300 34,496 34,569 0,2105 -78,670 -78,671 0,0007 243,423 243,433 0,0043

1400 34,851 34,914 0,1818 -75,203 -75,196 0,0090 245,992 246,008 0,0064

1500 35,164 35,213 0,1379 -71,702 -71,690 0,0163 248,408 248,427 0,0078

1600 35,442 35,475 0,0918 -68,171 -68,155 0,0235 250,686 250,708 0,0087

1700 35,689 35,704 0,0433 -64,614 -64,596 0,0282 252,842 252,866 0,0094

1800 35,906 35,905 0,0040 -61,034 -61,015 0,0316 254,889 254,913 0,0096

1900 36,099 36,083 0,0454 -57,434 -57,415 0,0327 256,835 256,859 0,0093

2000 36,270 36,242 0,0783 -53,815 -53,799 0,0300 258,691 258,714 0,0088

2100 36,422 36,384 0,1046 -50,180 -50,168 0,0246 260,465 260,485 0,0078

2200 36,557 36,511 0,1254 -46,531 -46,523 0,0178 262,162 262,181 0,0072

2300 36,677 36,626 0,1382 -42,869 -42,866 0,0081 263,790 263,807 0,0065

2400 36,783 36,731 0,1428 -39,196 -39,198 0,0041 265,353 265,368 0,0056

2500 36,879 36,826 0,1438 -35,513 -35,520 0,0192 266,857 266,869 0,0046

2600 36,965 36,914 0,1372 -31,821 -31,833 0,0379 268,305 268,315 0,0038

2700 37,042 36,995 0,1264 -28,121 -28,137 0,0585 269,701 269,710 0,0032

2800 37,112 37,070 0,1122 -24,413 -24,434 0,0867 271,050 271,057 0,0027

2900 37,175 37,140 0,0946 -20,698 -20,723 0,1186 272,353 272,359 0,0022

3000 37,233 37,205 0,0763 -16,978 -17,006 0,1649 273,614 273,619 0,0017

3100 37,287 37,266 0,0568 -13,252 -13,283 0,2342 274,836 274,840 0,0014

3200 37,337 37,324 0,0355 -9,521 -9,553 0,3386 276,021 276,024 0,0012

3300 37,384 37,379 0,0143 -5,785 -5,818 0,5750 277,170 277,173 0,0009

3400 37,429 37,430 0,0026 -2,044 -2,077 1,5954 278,287 278,290 0,0010

3500 37,472 37,480 0,0216 1,701 1,668 1,9902 279,373 279,376 0,0012

3600 37,513 37,527 0,0361 5,450 5,418 0,5994 280,429 280,432 0,0011

3700 37,554 37,572 0,0475 9,204 9,173 0,3364 281,457 281,461 0,0013

3800 37,594 37,615 0,0549 12,961 12,933 0,2187 282,459 282,464 0,0016

3900 37,634 37,657 0,0598 16,723 16,696 0,1601 283,436 283,441 0,0016

4000 37,675 37,698 0,0615 20,488 20,464 0,1182 284,390 284,395 0,0018

135

Tabela I.5: Valores das propriedades termodinâmicas - H2O.



300 33,368 33,596 0,6793 -241,768 -241,764 0,0018 189,035 189,037 0,0008

400 33,881 34,265 1,1199 -238,412 -238,374 0,0158 198,688 198,784 0,0483

500 34,910 35,225 0,8929 -234,975 -234,901 0,0315 206,353 206,529 0,0855

600 36,180 36,324 0,3976 -231,422 -231,325 0,0418 212,827 213,047 0,1031

700 37,539 37,499 0,1067 -227,736 -227,634 0,0449 218,506 218,734 0,1042

800 38,909 38,728 0,4683 -223,914 -223,823 0,0405 223,608 223,821 0,0950

900 40,248 39,998 0,6262 -219,955 -219,887 0,0311 228,269 228,456 0,0819

1000 41,534 41,291 0,5897 -215,866 -215,823 0,0198 232,577 232,737 0,0689

1100 42,757 42,574 0,4296 -211,651 -211,629 0,0102 236,593 236,732 0,0587

1200 43,911 43,843 0,1562 -207,317 -207,308 0,0042 240,363 240,491 0,0530

1300 44,998 45,065 0,1493 -202,871 -202,862 0,0042 243,922 244,049 0,0522

1400 46,017 46,226 0,4521 -198,319 -198,297 0,0112 247,294 247,432 0,0558

1500 46,972 47,318 0,7312 -193,669 -193,620 0,0255 250,502 250,659 0,0627

1600 47,866 48,340 0,9809 -188,927 -188,836 0,0482 253,562 253,746 0,0725

1700 48,702 49,292 1,1972 -184,098 -183,954 0,0783 256,489 256,705 0,0840

1800 49,484 50,176 1,3798 -179,188 -178,980 0,1164 259,295 259,548 0,0973

1900 50,214 50,996 1,5325 -174,203 -173,921 0,1622 261,991 262,283 0,1115

2000 50,898 51,756 1,6585 -169,147 -168,783 0,2157 264,584 264,918 0,1261

2100 51,536 52,458 1,7573 -164,025 -163,572 0,2770 267,083 267,461 0,1414

2200 52,133 53,108 1,8360 -158,841 -158,293 0,3463 269,494 269,916 0,1563

2300 52,691 53,709 1,8960 -153,600 -152,952 0,4235 271,824 272,291 0,1715

2400 53,212 54,264 1,9389 -148,304 -147,553 0,5092 274,078 274,588 0,1858

2500 53,699 54,777 1,9682 -142,958 -142,100 0,6041 276,260 276,814 0,2002

2600 54,154 55,251 1,9857 -137,566 -136,598 0,7084 278,375 278,972 0,2140

2700 54,579 55,690 1,9953 -132,129 -131,051 0,8224 280,427 281,065 0,2271

2800 54,976 56,097 1,9990 -126,651 -125,462 0,9475 282,419 283,098 0,2399

2900 55,346 56,474 1,9974 -121,134 -119,833 1,0861 284,355 285,073 0,2520

3000 55,691 56,823 1,9913 -115,582 -114,168 1,2389 286,237 286,994 0,2638

3100 56,014 57,149 1,9866 -109,997 -108,469 1,4087 288,068 288,862 0,2748

3200 56,314 57,452 1,9811 -104,380 -102,739 1,5976 289,851 290,682 0,2857

3300 56,593 57,736 1,9791 -98,735 -96,979 1,8106 291,589 292,454 0,2959

3400 56,853 58,002 1,9804 -93,062 -91,192 2,0510 293,282 294,181 0,3056

3500 57,095 58,252 1,9863 -87,365 -85,379 2,3259 294,934 295,866 0,3151

3600 57,319 58,488 1,9984 -81,644 -79,542 2,6426 296,545 297,511 0,3246

3700 57,527 58,712 2,0183 -75,902 -73,682 3,0123 298,119 299,116 0,3335

3800 57,719 58,925 2,0460 -70,139 -67,800 3,4500 299,655 300,685 0,3424

3900 57,897 59,129 2,0835 -64,358 -61,897 3,9762 301,157 302,218 0,3511

4000 58,061 59,325 2,1308 -58,560 -55,974 4,6203 302,625 303,718 0,3599

136

Tabela I.6: Valores das propriedades termodinâmicas - H2.



300 28,458 28,849 1,3550 0,053 0,053 0,6774 130,857 130,859 0,0015

400 28,777 29,189 1,4114 2,915 2,960 1,5115 139,090 139,218 0,0919

500 29,037 29,254 0,7429 5,806 5,883 1,3065 145,540 145,740 0,1374

600 29,292 29,318 0,0903 8,722 8,811 1,0048 150,856 151,079 0,1475

700 29,562 29,444 0,4016 11,665 11,748 0,7066 155,392 155,607 0,1384

800 29,854 29,629 0,7602 14,636 14,701 0,4446 159,358 159,550 0,1204

900 30,167 29,873 0,9832 17,637 17,676 0,2233 162,892 163,053 0,0987

1000 30,497 30,206 0,9620 20,670 20,679 0,0457 166,087 166,217 0,0780

1100 30,840 30,567 0,8934 23,736 23,717 0,0813 169,010 169,112 0,0603

1200 31,194 30,983 0,6797 26,838 26,794 0,1639 171,709 171,789 0,0468

1300 31,554 31,421 0,4225 29,975 29,914 0,2047 174,220 174,286 0,0381

1400 31,918 31,866 0,1623 33,149 33,079 0,2110 176,571 176,631 0,0338

1500 32,283 32,305 0,0680 36,359 36,287 0,1979 178,786 178,845 0,0331

1600 32,648 32,732 0,2577 39,605 39,539 0,1679 180,881 180,943 0,0343

1700 33,010 33,144 0,4048 42,888 42,833 0,1290 182,871 182,940 0,0377

1800 33,368 33,539 0,5093 46,207 46,167 0,0871 184,768 184,846 0,0422

1900 33,722 33,916 0,5733 49,562 49,540 0,0439 186,582 186,669 0,0468

2000 34,069 34,276 0,6040 52,951 52,950 0,0025 188,320 188,418 0,0519

2100 34,410 34,618 0,6018 56,375 56,395 0,0349 189,991 190,099 0,0570

2200 34,743 34,944 0,5752 59,833 59,873 0,0668 191,599 191,717 0,0615

2300 35,068 35,254 0,5262 63,324 63,383 0,0936 193,151 193,277 0,0653

2400 35,386 35,550 0,4621 66,846 66,924 0,1159 194,650 194,784 0,0688

2500 35,694 35,832 0,3840 70,401 70,493 0,1312 196,101 196,241 0,0714

2600 35,994 36,102 0,2983 73,985 74,090 0,1417 197,507 197,652 0,0735

2700 36,285 36,361 0,2084 77,599 77,713 0,1466 198,871 199,019 0,0746

2800 36,567 36,609 0,1145 81,242 81,361 0,1465 200,195 200,346 0,0752

2900 36,840 36,848 0,0224 84,912 85,034 0,1433 201,483 201,635 0,0753

3000 37,103 37,078 0,0680 88,609 88,731 0,1370 202,737 202,888 0,0746

3100 37,357 37,301 0,1514 92,333 92,450 0,1271 203,957 204,107 0,0733

3200 37,603 37,518 0,2253 96,081 96,191 0,1148 205,147 205,295 0,0719

3300 37,838 37,728 0,2926 99,853 99,953 0,1003 206,308 206,453 0,0702

3400 38,065 37,934 0,3458 103,648 103,736 0,0849 207,441 207,582 0,0679

3500 38,283 38,135 0,3878 107,465 107,540 0,0693 208,548 208,685 0,0658

3600 38,492 38,331 0,4192 111,304 111,363 0,0527 209,629 209,762 0,0634

3700 38,692 38,525 0,4323 115,163 115,206 0,0369 210,686 210,815 0,0610

3800 38,883 38,715 0,4331 119,042 119,068 0,0216 211,721 211,844 0,0581

3900 39,065 38,902 0,4193 122,940 122,949 0,0075 212,733 212,853 0,0563

4000 39,239 39,087 0,3889 126,855 126,848 0,0055 213,724 213,840 0,0540

137

Tabela I.7: Valores das propriedades termodinâmicas – NO.



300 29,744 29,858 0,3806 91,326 91,327 0,0011 210,932 210,933 0,0005

400 30,018 29,957 0,2049 94,310 94,312 0,0025 219,513 219,522 0,0039

500 30,636 30,494 0,4647 97,341 97,332 0,0090 226,275 226,259 0,0069

600 31,352 31,240 0,3588 100,440 100,418 0,0218 231,923 231,883 0,0173

700 32,065 32,032 0,1028 103,611 103,582 0,0280 236,810 236,758 0,0219

800 32,732 32,774 0,1281 106,851 106,823 0,0266 241,136 241,084 0,0215

900 33,338 33,423 0,2545 110,155 110,133 0,0203 245,027 244,983 0,0178

1000 33,879 33,991 0,3280 113,517 113,505 0,0104 248,568 248,534 0,0136

1100 34,359 34,476 0,3393 116,929 116,929 0,0002 251,820 251,798 0,0087

1200 34,781 34,886 0,3004 120,387 120,397 0,0086 254,828 254,815 0,0051

1300 35,152 35,234 0,2340 123,884 123,904 0,0164 257,627 257,622 0,0019

1400 35,476 35,533 0,1614 127,415 127,443 0,0216 260,244 260,244 0,0000

1500 35,759 35,790 0,0870 130,978 131,009 0,0240 262,701 262,705 0,0014

1600 36,006 36,014 0,0220 134,566 134,599 0,0245 265,017 265,022 0,0018

1700 36,222 36,210 0,0323 138,178 138,211 0,0241 267,207 267,211 0,0016

1800 36,410 36,383 0,0734 141,809 141,841 0,0222 269,283 269,286 0,0013

1900 36,574 36,537 0,1003 145,459 145,487 0,0194 271,256 271,257 0,0005

2000 36,717 36,674 0,1162 149,123 149,148 0,0164 273,135 273,135 0,0001

2100 36,841 36,797 0,1207 152,802 152,821 0,0127 274,930 274,927 0,0011

2200 36,950 36,909 0,1122 156,491 156,507 0,0101 276,646 276,642 0,0016

2300 37,046 37,010 0,0969 160,191 160,203 0,0074 278,291 278,285 0,0022

2400 37,130 37,104 0,0691 163,900 163,908 0,0049 279,869 279,862 0,0027

2500 37,203 37,189 0,0388 167,617 167,623 0,0037 281,387 281,378 0,0031

2600 37,269 37,269 0,0007 171,340 171,346 0,0032 282,847 282,838 0,0032

2700 37,327 37,343 0,0430 175,070 175,077 0,0038 284,255 284,246 0,0031

2800 37,379 37,413 0,0904 178,806 178,815 0,0052 285,613 285,606 0,0025

2900 37,426 37,478 0,1374 182,546 182,559 0,0072 286,926 286,920 0,0020

3000 37,470 37,540 0,1869 186,291 186,310 0,0103 288,195 288,191 0,0015

3100 37,510 37,600 0,2391 190,040 190,067 0,0143 289,425 289,423 0,0006

3200 37,548 37,656 0,2870 193,793 193,830 0,0192 290,616 290,618 0,0007

3300 37,584 37,711 0,3366 197,549 197,598 0,0246 291,772 291,777 0,0017

3400 37,619 37,764 0,3838 201,310 201,372 0,0310 292,895 292,904 0,0032

3500 37,653 37,816 0,4297 205,073 205,151 0,0380 293,986 293,999 0,0046

3600 37,688 37,866 0,4706 208,840 208,935 0,0454 295,047 295,065 0,0062

3700 37,722 37,916 0,5106 212,611 212,724 0,0533 296,080 296,104 0,0081

3800 37,758 37,965 0,5461 216,385 216,518 0,0616 297,086 297,115 0,0097

3900 37,794 38,014 0,5788 220,162 220,317 0,0702 298,068 298,102 0,0116

4000 37,832 38,063 0,6079 223,944 224,121 0,0792 299,025 299,065 0,0134

138

Tabela I.8: Valores das propriedades termodinâmicas – OH.



300 29,866 29,879 0,0434 37,333 37,333 0,0007 183,925 183,924 0,0004

400 29,374 29,603 0,7719 40,291 40,306 0,0377 192,436 192,477 0,0211

500 29,295 29,495 0,6774 43,222 43,260 0,0884 198,977 199,069 0,0462

600 29,448 29,514 0,2237 46,157 46,209 0,1115 204,329 204,446 0,0572

700 29,732 29,656 0,2552 49,116 49,167 0,1044 208,889 209,005 0,0557

800 30,088 29,913 0,5857 52,106 52,144 0,0724 212,881 212,981 0,0468

900 30,483 30,267 0,7135 55,135 55,152 0,0316 216,448 216,523 0,0347

1000 30,895 30,682 0,6941 58,203 58,199 0,0076 219,681 219,733 0,0238

1100 31,311 31,124 0,6011 61,314 61,289 0,0403 222,645 222,678 0,0149

1200 31,723 31,597 0,3991 64,465 64,425 0,0628 225,387 225,406 0,0084

1300 32,126 32,070 0,1741 67,658 67,609 0,0725 227,942 227,954 0,0052

1400 32,516 32,528 0,0366 70,890 70,839 0,0723 230,337 230,348 0,0046

1500 32,892 32,964 0,2186 74,161 74,114 0,0631 232,594 232,607 0,0057

1600 33,252 33,374 0,3644 77,468 77,431 0,0479 234,728 234,748 0,0085

1700 33,597 33,759 0,4803 80,811 80,788 0,0281 236,754 236,783 0,0121

1800 33,925 34,117 0,5618 84,187 84,182 0,0059 238,684 238,723 0,0163

1900 34,238 34,452 0,6215 87,595 87,610 0,0169 240,527 240,576 0,0205

2000 34,535 34,765 0,6621 91,034 91,071 0,0406 242,291 242,351 0,0249

2100 34,817 35,057 0,6857 94,502 94,563 0,0648 243,982 244,055 0,0298

2200 35,084 35,330 0,6971 97,997 98,082 0,0868 245,608 245,692 0,0341

2300 35,337 35,587 0,7034 101,518 101,628 0,1083 247,173 247,268 0,0382

2400 35,576 35,829 0,7061 105,064 105,199 0,1286 248,682 248,788 0,0424

2500 35,802 36,057 0,7064 108,633 108,793 0,1473 250,139 250,255 0,0462

2600 36,016 36,272 0,7057 112,224 112,410 0,1657 251,548 251,674 0,0502

2700 36,218 36,477 0,7107 115,836 116,047 0,1822 252,911 253,046 0,0534

2800 36,408 36,672 0,7198 119,467 119,705 0,1989 254,231 254,377 0,0572

2900 36,587 36,859 0,7370 123,117 123,382 0,2150 255,512 255,667 0,0605

3000 36,756 37,038 0,7610 126,784 127,077 0,2305 256,755 256,919 0,0636

3100 36,915 37,209 0,7904 130,468 130,789 0,2457 257,963 258,137 0,0673

3200 37,064 37,375 0,8320 134,167 134,518 0,2612 259,138 259,321 0,0707

3300 37,204 37,535 0,8818 137,880 138,264 0,2776 260,280 260,473 0,0739

3400 37,335 37,690 0,9414 141,607 142,025 0,2942 261,393 261,596 0,0776

3500 37,458 37,840 1,0097 145,347 145,802 0,3121 262,477 262,691 0,0814

3600 37,573 37,987 1,0907 149,099 149,593 0,3306 263,534 263,759 0,0853

3700 37,680 38,129 1,1785 152,861 153,399 0,3506 264,565 264,802 0,0896

3800 37,779 38,268 1,2771 156,634 157,219 0,3720 265,571 265,820 0,0937

3900 37,872 38,404 1,3857 160,417 161,052 0,3944 266,554 266,816 0,0984

4000 37,958 38,536 1,5010 164,208 164,899 0,4188 267,513 267,790 0,1033

139

Tabela I.9: Valores das propriedades termodinâmicas – N.



300 20,709 20,786 0,3683 472,718 472,718 0,0001 153,430 153,431 0,0006

400 20,671 20,786 0,5512 474,786 474,797 0,0022 159,380 159,410 0,0189

500 20,707 20,786 0,3821 476,855 476,876 0,0044 163,996 164,049 0,0326

600 20,759 20,786 0,1304 478,928 478,954 0,0054 167,775 167,839 0,0379

700 20,806 20,786 0,0955 481,007 481,033 0,0055 170,979 171,043 0,0374

800 20,840 20,786 0,2597 483,089 483,112 0,0048 173,760 173,818 0,0335

900 20,860 20,786 0,3566 485,174 485,190 0,0033 176,216 176,267 0,0292

1000 20,868 20,786 0,3931 487,261 487,269 0,0017 178,414 178,457 0,0241

1100 20,865 20,780 0,4096 489,347 489,347 0,0001 180,403 180,438 0,0195

1200 20,855 20,780 0,3602 491,433 491,425 0,0017 182,218 182,246 0,0154

1300 20,839 20,784 0,2659 493,518 493,503 0,0031 183,887 183,909 0,0122

1400 20,821 20,787 0,1612 495,601 495,582 0,0039 185,430 185,449 0,0101

1500 20,800 20,790 0,0501 497,682 497,661 0,0042 186,866 186,884 0,0096

1600 20,781 20,792 0,0552 499,761 499,740 0,0042 188,208 188,226 0,0096

1700 20,762 20,792 0,1437 501,838 501,819 0,0038 189,467 189,486 0,0100

1800 20,746 20,792 0,2196 503,914 503,898 0,0031 190,653 190,674 0,0108

1900 20,734 20,791 0,2740 505,988 505,977 0,0021 191,775 191,799 0,0127

2000 20,726 20,791 0,3128 508,061 508,056 0,0009 192,838 192,865 0,0140

2100 20,723 20,792 0,3331 510,133 510,135 0,0004 193,849 193,879 0,0154

2200 20,725 20,794 0,3327 512,205 512,215 0,0019 194,813 194,847 0,0174

2300 20,733 20,800 0,3241 514,278 514,294 0,0031 195,735 195,771 0,0186

2400 20,746 20,808 0,2961 516,352 516,375 0,0044 196,617 196,657 0,0202

2500 20,766 20,821 0,2620 518,428 518,456 0,0055 197,465 197,506 0,0210

2600 20,793 20,838 0,2162 520,506 520,539 0,0064 198,279 198,323 0,0219

2700 20,826 20,860 0,1629 522,586 522,624 0,0072 199,065 199,110 0,0227

2800 20,866 20,889 0,1112 524,671 524,711 0,0076 199,823 199,869 0,0231

2900 20,912 20,923 0,0514 526,760 526,802 0,0080 200,556 200,603 0,0235

3000 20,965 20,964 0,0071 528,854 528,896 0,0080 201,266 201,313 0,0235

3100 21,025 21,012 0,0642 530,953 530,995 0,0079 201,954 202,001 0,0232

3200 21,092 21,068 0,1153 533,059 533,099 0,0075 202,623 202,669 0,0228

3300 21,166 21,131 0,1647 535,172 535,209 0,0069 203,273 203,318 0,0222

3400 21,246 21,203 0,2029 537,292 537,325 0,0061 203,906 203,950 0,0216

3500 21,333 21,283 0,2343 539,421 539,450 0,0053 204,523 204,566 0,0210

3600 21,426 21,371 0,2588 541,559 541,582 0,0042 205,125 205,166 0,0198

3700 21,526 21,468 0,2713 543,707 543,724 0,0032 205,714 205,753 0,0191

3800 21,633 21,573 0,2764 545,865 545,876 0,0021 206,289 206,327 0,0183

3900 21,745 21,688 0,2644 548,033 548,039 0,0010 206,853 206,889 0,0176

4000 21,864 21,810 0,2491 550,214 550,214 0,0000 207,405 207,440 0,0171

140

Tabela I.10: Valores das propriedades termodinâmicas – O.



300 21,928 21,901 0,1249 249,216 249,216 0,0002 161,196 161,196 0,0002

400 21,503 21,483 0,0929 251,385 251,382 0,0012 167,440 167,433 0,0041

500 21,263 21,257 0,0266 253,522 253,518 0,0017 172,210 172,200 0,0057

600 21,120 21,125 0,0217 255,641 255,637 0,0015 176,073 176,063 0,0056

700 21,032 21,040 0,0367 257,748 257,745 0,0012 179,321 179,312 0,0052

800 20,975 20,984 0,0424 259,848 259,846 0,0009 182,126 182,118 0,0043

900 20,936 20,944 0,0369 261,944 261,942 0,0007 184,594 184,587 0,0038

1000 20,909 20,915 0,0303 264,036 264,035 0,0003 186,798 186,792 0,0034

1100 20,888 20,889 0,0041 266,126 266,125 0,0003 188,790 188,784 0,0033

1200 20,872 20,874 0,0080 268,214 268,213 0,0003 190,607 190,601 0,0031

1300 20,860 20,863 0,0152 270,300 270,300 0,0001 192,277 192,271 0,0032

1400 20,850 20,855 0,0248 272,386 272,386 0,0001 193,823 193,817 0,0029

1500 20,842 20,848 0,0293 274,470 274,471 0,0002 195,261 195,256 0,0025

1600 20,836 20,842 0,0299 276,554 276,556 0,0007 196,606 196,601 0,0024

1700 20,831 20,836 0,0221 278,638 278,640 0,0009 197,869 197,865 0,0019

1800 20,829 20,831 0,0109 280,721 280,723 0,0009 199,059 199,055 0,0022

1900 20,828 20,828 0,0010 282,803 282,806 0,0009 200,185 200,182 0,0017

2000 20,829 20,826 0,0127 284,886 284,888 0,0007 201,254 201,250 0,0019

2100 20,831 20,826 0,0257 286,969 286,971 0,0007 202,270 202,266 0,0020

2200 20,836 20,828 0,0382 289,052 289,054 0,0005 203,239 203,235 0,0021

2300 20,843 20,832 0,0506 291,136 291,137 0,0002 204,166 204,161 0,0023

2400 20,851 20,839 0,0582 293,221 293,220 0,0004 205,053 205,047 0,0028

2500 20,862 20,849 0,0614 295,307 295,305 0,0006 205,904 205,898 0,0030

2600 20,875 20,861 0,0652 297,393 297,390 0,0012 206,723 206,716 0,0032

2700 20,890 20,876 0,0649 299,482 299,477 0,0016 207,511 207,504 0,0033

2800 20,907 20,894 0,0606 301,571 301,566 0,0018 208,271 208,263 0,0037

2900 20,926 20,915 0,0525 303,663 303,656 0,0023 209,005 208,997 0,0037

3000 20,948 20,939 0,0408 305,757 305,749 0,0025 209,715 209,706 0,0041

3100 20,971 20,965 0,0301 307,853 307,844 0,0028 210,402 210,393 0,0042

3200 20,997 20,993 0,0206 309,951 309,942 0,0029 211,068 211,059 0,0043

3300 21,026 21,025 0,0027 312,052 312,043 0,0029 211,715 211,706 0,0040

3400 21,056 21,058 0,0093 314,156 314,147 0,0029 212,343 212,334 0,0041

3500 21,089 21,094 0,0249 316,263 316,254 0,0030 212,953 212,945 0,0040

3600 21,124 21,132 0,0394 318,374 318,366 0,0025 213,548 213,540 0,0038

3700 21,161 21,172 0,0528 320,488 320,481 0,0023 214,127 214,119 0,0039

3800 21,200 21,214 0,0653 322,606 322,600 0,0020 214,692 214,684 0,0038

3900 21,242 21,257 0,0723 324,728 324,723 0,0017 215,243 215,236 0,0034

4000 21,285 21,302 0,0784 326,855 326,851 0,0011 215,782 215,775 0,0031

141

Tabela I.11: Valores das propriedades termodinâmicas – H.



300 20,786 20,786 0,0000 218,037 218,037 0,0002 114,847 114,846 0,0005

400 20,786 20,786 0,0000 220,116 220,116 0,0000 120,826 120,826 0,0003

500 20,786 20,786 0,0000 222,195 222,195 0,0002 125,465 125,465 0,0003

600 20,786 20,786 0,0000 224,273 224,273 0,0001 129,254 129,254 0,0003

700 20,786 20,786 0,0000 226,352 226,352 0,0001 132,459 132,459 0,0004

800 20,786 20,786 0,0000 228,430 228,430 0,0002 135,234 135,234 0,0001

900 20,786 20,786 0,0000 230,509 230,509 0,0000 137,682 137,682 0,0002

1000 20,786 20,786 0,0000 232,588 232,588 0,0001 139,872 139,873 0,0005

1100 20,786 20,786 0,0000 234,666 234,666 0,0001 141,853 141,854 0,0004

1200 20,786 20,786 0,0000 236,745 236,745 0,0001 143,662 143,662 0,0001

1300 20,786 20,786 0,0000 238,823 238,824 0,0002 145,326 145,326 0,0001

1400 20,786 20,786 0,0000 240,902 240,902 0,0000 146,866 146,867 0,0005

1500 20,786 20,786 0,0000 242,981 242,981 0,0001 148,300 148,301 0,0004

1600 20,786 20,786 0,0000 245,059 245,059 0,0001 149,642 149,642 0,0001

1700 20,786 20,786 0,0000 247,138 247,138 0,0001 150,902 150,902 0,0000

1800 20,786 20,786 0,0000 249,216 249,217 0,0002 152,090 152,090 0,0001

1900 20,786 20,786 0,0000 251,295 251,295 0,0000 153,214 153,214 0,0000

2000 20,786 20,786 0,0000 253,374 253,374 0,0001 154,280 154,280 0,0001

2100 20,786 20,786 0,0000 255,452 255,453 0,0003 155,294 155,295 0,0005

2200 20,786 20,786 0,0000 257,531 257,531 0,0001 156,261 156,262 0,0005

2300 20,786 20,786 0,0000 259,609 259,610 0,0002 157,185 157,186 0,0005

2400 20,786 20,786 0,0000 261,688 261,688 0,0000 158,070 158,070 0,0001

2500 20,786 20,786 0,0000 263,767 263,767 0,0001 158,918 158,919 0,0004

2600 20,786 20,786 0,0000 265,845 265,846 0,0003 159,734 159,734 0,0002

2700 20,786 20,786 0,0000 267,924 267,924 0,0001 160,518 160,519 0,0006

2800 20,786 20,786 0,0000 270,002 270,003 0,0002 161,274 161,275 0,0006

2900 20,786 20,786 0,0000 272,081 272,082 0,0003 162,003 162,004 0,0003

3000 20,786 20,786 0,0000 274,160 274,160 0,0001 162,708 162,709 0,0005

3100 20,786 20,786 0,0000 276,238 276,239 0,0003 163,390 163,390 0,0002

3200 20,786 20,786 0,0000 278,317 278,317 0,0001 164,050 164,050 0,0002

3300 20,786 20,786 0,0000 280,395 280,396 0,0002 164,689 164,690 0,0005

3400 20,786 20,786 0,0000 282,474 282,475 0,0003 165,310 165,310 0,0002

3500 20,786 20,786 0,0000 284,553 284,553 0,0001 165,912 165,913 0,0004

3600 20,786 20,786 0,0000 286,631 286,632 0,0003 166,498 166,498 0,0001

3700 20,786 20,786 0,0000 288,710 288,711 0,0004 167,067 167,068 0,0004

3800 20,786 20,786 0,0000 290,788 290,789 0,0002 167,622 167,622 0,0002

3900 20,786 20,786 0,0000 292,867 292,868 0,0003 168,162 168,162 0,0002

4000 20,786 20,786 0,0000 294,946 294,947 0,0005 168,688 168,688 0,0001

142

ANEXO II – BALANÇOS DE EXERGIA

Tabela II.1: Balanço exergético da fase fechada (J) para várias rotações do motor – H0.

(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(J) 547,7 563,3 599,7 629,2 633,9 624,8 605,2 567,4 541,5

(J) 173,0 175,7 188,6 199,1 201,0 195,2 187,5 176,3 164,7

(J) 16,7 16,0 16,2 16,2 15,6 14,6 13,6 12,5 11,6

(J) 169,7 170,4 179,8 187,0 186,5 180,7 173,0 161,9 152,5

(J) 188,3 201,2 215,1 226,8 230,9 234,3 231,2 216,7 212,8

(J) 121,7 125,2 136,6 146,9 152,1 153,2 153,5 155,9 154,3

(J) 66,5 76,0 78,5 79,9 78,8 81,1 77,7 60,8 58,5


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(J) 538,9 554,9 593,9 622,3 627,6 618,6 599,6 562,9 536,9

(J) 172,8 175,3 187,9 198,4 200,6 195,0 187,5 176,6 165,0

(J) 16,7 16,0 16,2 16,2 15,6 14,6 13,6 12,5 11,6

(J) 167,5 168,1 177,6 184,7 184,3 178,6 171,1 160,3 150,9

(J) 181,9 195,6 212,2 223,1 227,0 230,5 227,4 213,5 209,4

(J) 121,8 125,0 135,6 145,9 151,2 152,3 152,6 154,8 153,3

(J) 60,2 70,6 76,7 77,1 75,9 78,2 74,8 58,7 56,1


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(J) 529,9 547,1 585,5 615,0 620,2 611,6 592,9 557,3 531,6

(J) 172,3 174,7 187,0 197,8 199,2 194,5 186,3 176,4 165,0

(J) 16,7 15,9 16,1 16,1 15,5 14,5 13,5 12,5 11,6

(J) 165,0 165,7 174,9 182,1 181,4 176,2 168,4 158,3 149,1

(J) 175,9 190,8 207,4 218,9 224,2 226,3 224,6 210,1 205,9

(J) 121,7 124,5 134,9 145,0 150,5 151,3 151,8 153,6 152,3

(J) 54,3 66,3 72,5 73,9 73,7 75,0 72,9 56,5 53,6

143


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(J) 519,6 537,3 575,4 605,7 611,5 603,3 585,2 550,9 525,3

(J) 171,0 173,3 185,9 196,8 198,3 193,8 185,7 175,1 164,7

(J) 16,5 15,8 16,0 16,0 15,4 14,5 13,4 12,4 11,5

(J) 161,8 162,4 171,7 179,0 178,4 173,4 165,8 155,6 146,9

(J) 170,2 185,8 201,8 214,0 219,5 221,7 220,2 207,8 202,1

(J) 121,8 124,5 134,2 144,2 149,6 150,4 150,9 152,5 151,4

(J) 48,4 61,3 67,6 69,8 69,9 71,3 69,3 55,3 50,7


(rpm) 4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

(J) 508,5 525,4 563,6 594,1 601,0 593,1 576,0 543,6 517,8

(J) 170,1 172,1 184,4 195,3 197,2 192,8 184,9 174,4 164,2

(J) 16,4 15,6 15,9 15,9 15,3 14,3 13,4 12,3 11,5

(J) 158,5 158,8 167,8 175,2 174,8 169,9 162,7 152,8 144,3

(J) 163,6 178,9 195,4 207,7 213,7 216,0 215,1 204,0 197,9

(J) 121,6 124,0 133,4 143,4 148,8 149,6 150,0 151,3 150,4

(J) 42,0 54,8 62,0 64,4 64,9 66,4 65,1 52,7 47,5

Tabela II.6: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes – H0 – 7500 rpm.

(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(J) 675,7 636,8 605,2 575,3 548,1

(J) 182,7 185,4 187,5 187,5 177,7

(J) 12,9 13,3 13,6 13,7 12,8

(J) 179,0 175,9 173,0 168,9 161,5

(J) 301,1 262,1 231,2 205,3 196,2

(J) 134,6 144,7 153,5 162,7 158,4

(J) 166,5 117,4 77,7 42,5 37,7

144


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(J) 668,4 632,1 599,6 570,1 543,4

(J) 182,6 185,3 187,5 187,5 177,4

(J) 12,9 13,3 13,6 13,7 12,8

(J) 176,8 174,0 171,1 167,1 159,7

(J) 296,1 259,5 227,4 201,8 193,6

(J) 134,0 143,4 152,6 161,7 156,8

(J) 162,1 116,1 74,8 40,1 36,8


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(J) 659,8 624,5 592,9 564,3 538,0

(J) 182,3 184,9 186,3 187,3 175,8

(J) 12,9 13,3 13,5 13,7 12,6

(J) 174,0 171,5 168,4 165,0 157,1

(J) 290,6 254,9 224,6 198,3 192,5

(J) 133,3 142,6 151,8 160,7 155,1

(J) 157,3 112,3 72,9 37,6 37,4


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(J) 649,9 615,8 585,2 557,4 531,9

(J) 181,8 184,3 185,7 186,7 174,8

(J) 12,9 13,2 13,4 13,6 12,5

(J) 171,0 168,7 165,8 162,5 154,7

(J) 284,3 249,6 220,2 194,5 190,0

(J) 132,7 141,8 150,9 159,6 153,2

(J) 151,6 107,7 69,3 35,0 36,8

145


(-) 0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

(J) 638,0 605,3 576,0 548,9 524,5

(J) 180,3 183,5 184,9 185,1 173,1

(J) 12,7 13,1 13,4 13,4 12,3

(J) 167,0 165,3 162,7 159,2 151,6

(J) 277,9 243,3 215,1 191,2 187,5

(J) 132,4 141,1 150,0 157,6 151,0

(J) 145,5 102,2 65,1 33,6 36,5

Tabela II.11: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes (grau APMS) – H0 –

7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(J) 606,3 605,7 605,2 604,7 604,4

(J) 177,5 182,6 187,5 190,9 192,0

(J) 12,1 12,8 13,6 14,5 15,3

(J) 168,5 170,4 173,0 175,9 178,5

(J) 248,2 239,9 231,2 223,5 218,5

(J) 165,6 159,1 153,5 148,9 145,6

(J) 82,6 80,9 77,7 74,6 72,9

Tabela II.12: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes (grau APMS) – H25 – 7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(J) 600,5 599,3 599,6 599,2 598,8

(J) 176,8 182,8 187,5 190,0 191,8

(J) 12,0 12,8 13,6 14,4 15,3

(J) 166,2 168,5 171,1 173,6 176,7

(J) 245,5 235,2 227,4 221,3 215,0

(J) 164,7 158,3 152,6 148,3 144,9

(J) 80,7 76,9 74,8 73,0 70,2

146


7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(J) 593,7 593,4 592,9 592,4 592,0

(J) 176,7 182,6 186,3 189,5 191,1

(J) 12,0 12,8 13,5 14,4 15,3

(J) 164,0 166,3 168,4 171,3 174,3

(J) 241,0 231,8 224,6 217,3 211,3

(J) 163,5 157,1 151,8 147,4 144,1

(J) 77,5 74,7 72,9 70,0 67,3

Tabela II.14: Balanço exergético da fase fechada (J) para diferentes (grau APMS)– H75 – 7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(J) 586,2 585,6 585,2 584,7 584,3

(J) 176,3 182,1 185,7 188,8 190,4

(J) 12,0 12,7 13,4 14,3 15,2

(J) 161,4 163,6 165,8 168,6 171,6

(J) 236,5 227,2 220,2 213,0 207,1

(J) 162,3 156,1 150,9 146,5 143,3

(J) 74,2 71,1 69,3 66,5 63,9


7500 rpm.

(grau APMS) 23 26 29 32 35

(J) 577,0 576,5 576,0 575,6 575,2

(J) 175,6 181,3 184,9 187,9 189,4

(J) 11,9 12,6 13,4 14,2 15,1

(J) 158,3 160,6 162,7 165,4 168,4

(J) 231,2 222,0 215,1 208,1 202,3

(J) 161,4 155,1 150,0 145,7 142,5

(J) 69,9 66,9 65,1 62,4 59,8

147


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(J) 605,4 605,3 605,2 605,0 604,9

(J) 182,3 185,1 187,5 189,6 191,6

(J) 13,1 13,4 13,6 13,8 14,0

(J) 172,7 172,9 173,0 173,0 173,1

(J) 237,2 234,0 231,2 228,6 226,2

(J) 161,2 157,1 153,5 150,0 146,8

(J) 76,0 76,9 77,7 78,5 79,4


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(J) 599,8 599,8 599,6 599,1 599,3

(J) 182,3 185,1 187,5 189,7 191,7

(J) 13,1 13,4 13,6 13,8 14,0

(J) 170,9 171,0 171,1 171,2 171,3

(J) 233,4 230,3 227,4 224,4 222,3

(J) 160,3 156,3 152,6 149,2 145,9

(J) 73,1 74,0 74,8 75,1 76,4


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(J) 593,0 592,7 592,9 592,7 592,6

(J) 182,0 184,7 186,3 188,5 190,4

(J) 13,1 13,3 13,5 13,7 13,9

(J) 168,5 168,7 168,4 168,5 168,6

(J) 229,4 225,9 224,6 222,1 219,8

(J) 159,3 155,4 151,8 148,3 145,1

(J) 70,1 70,5 72,9 73,7 74,6

148


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(J) 585,3 585,2 585,2 585,0 584,9

(J) 180,6 183,3 185,7 187,9 189,8

(J) 13,0 13,2 13,4 13,6 13,8

(J) 165,5 165,6 165,8 165,9 165,9

(J) 226,2 223,1 220,2 217,6 215,3

(J) 158,5 154,5 150,9 147,4 144,2

(J) 67,7 68,5 69,3 70,2 71,1


(-) 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

(J) 576,1 576,1 576,0 575,9 575,7

(J) 179,8 182,5 184,9 187,0 189,0

(J) 12,9 13,1 13,4 13,6 13,8

(J) 162,3 162,6 162,7 162,8 162,8

(J) 221,1 217,9 215,1 212,5 210,2

(J) 157,6 153,6 150,0 146,5 143,3

(J) 63,5 64,3 65,1 66,0 66,8

149

ANEXO III – TABELAS DAS EFICIÊNCIAS GLOBAIS

Tabela III.1: Eficiência exergética global (%) para diferentes (rpm).

4500 5000 5500 6000 6500 7000 7500 8000 8500

H0 32,39 31,74 31,67 31,38 31,05 30,13 29,23 28,71 27,47

H25 32,87 32,15 31,86 31,63 31,30 30,40 29,53 29,00 27,75

H50 33,33 32,50 32,18 31,89 31,45 30,68 29,65 29,25 28,05

H75 33,75 32,85 32,56 32,22 31,75 30,98 29,95 29,36 28,34

H100 34,30 33,36 32,98 32,62 32,12 31,36 30,31 29,65 28,64

Tabela III.2: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de – 7500 rpm.

0,90 0,95 1,00 1,05 1,10

H0 25,47 27,46 29,23 30,76 30,48

H25 25,74 27,64 29,53 31,05 30,69

H50 26,00 27,90 29,65 31,34 30,72

H75 26,33 28,22 29,95 31,63 30,89

H100 26,60 28,58 30,31 31,83 31,01

Tabela III.3: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de (grau APMS) –

7500 rpm.

23 26 29 32 35

H0 27,56 28,42 29,23 29,80 30,00

H25 27,74 28,77 29,53 29,95 30,26

H50 28,02 29,01 29,65 30,19 30,49

H75 28,32 29,32 29,95 30,49 30,77

H100 28,68 29,68 30,31 30,84 31,11

Tabela III.4: Eficiência exergética global (%) para diferentes valores de – 7500 rpm.

8,5 9,0 9,5 10,0 10,5

H0 28,35 28,81 29,23 29,60 29,93

H25 28,64 29,11 29,53 29,93 30,25

H50 28,89 29,38 29,65 30,03 30,36

H75 29,05 29,53 29,95 30,34 30,68

H100 29,40 29,88 30,31 30,70 31,04

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SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL E ANÁLISE EXERGÉTICA DE …w2.files.scire.net.br/atrio/ufrj-pem_upl//THESIS/1169/pemufrj2013m... · iii Azevedo Neto, Rubelmar Maia Simulação Computacional