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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO JOÃO DEL REI
CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNÓLOGICA DE MINAS GERAIS
Programa de Pós-Graduação em Engenharia da Energia - PPGEE
Priscilla do Carmo Azevedo
ESTUDO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EM MOTORES UTILIZANDO BIODIESEL
São João Del Rei
2016
Priscilla do Carmo Azevedo
ESTUDO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EM MOTORES UTILIZANDO BIODIESEL
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
graduação em Engenharia da Energia, em
Associação Ampla entre o Centro Federal de
Educação Tecnológica de Minas Gerais e a
Universidade Federal de São João Del Rei,
como requisito parcial para obtenção do título
de Mestre em Engenharia de Energia.
Orientador: José Antônio da Silva
São João Del Rei
2016
Ficha catalográfica elaborada pela Divisão de Biblioteca (DIBIB) e Núcleo de Tecnologia da Informação (NTINF) da UFSJ,
com os dados fornecidos pelo(a) autor(a)
A994eAzevedo, Priscilla do Carmo. Estudo do atraso de ignição em motores utilizandoBiodiesel / Priscilla do Carmo Azevedo ; orientadorJosé Antônio da Silva. -- São João del-Rei, 2016. 101 p.
Dissertação (Mestrado - Mestrado em Engenharia deEnergia) -- Universidade Federal de São João delRei, 2016.
1. Atraso de ignição. 2. mistura. 3. biodiesel. 4.correlações. I. Silva, José Antônio da, orient. II.Título.
Dedico esse trabalho a minha família e a todos que contribuíram direta ou indiretamente para minha formação.
AGRADECIMENTOS
Agradeço primeiramente à Deus, o alicerce da vida, onde encontro orientação
para meu caminho.
Aos meus pais João Batista e Maria Aparecida, pelo exemplo de vida, amor e
dedicação. Aos meus irmãos Thiago e Gustavo, por todo apoio e incentivo. Ao meu
namorado Michael, pela força nos momentos de dificuldade e compreensão nos
momentos de ansiedade.
Ao meu orientador acadêmico, professor José Antônio da Silva, agradeço
pela orientação, amizade, paciência e, sobretudo pela confiança em mim
depositada, que foi essencial para a realização deste trabalho.
Aos professores do Programa de Pós Graduação em Engenharia de Energia
agradeço pelos ensinamentos a mim proporcionados. Ao Alex agradeço pelo
atendimento de cada solicitação, antes até mesmo do meu ingresso ao Programa.
Agradeço aos colegas Almilson, Eudes, João Victor e Marcilene que
compartilharam comigo idéias, experiências e conhecimentos, auxiliando na
realização e conclusão dessa etapa.
À Capes agradeço pelo apoio financeiro.
Agradeço aos vários amigos e familiares, que me apoiaram, aconselharam e
deram força para a realização deste mestrado. Agradecimento especial ao tio
Rogério e tia Iraci e meus amigos da Tecnometal, Marcos, Thiago, Euler, Danilo e
Leila.
AGRADECIMENTO ESPECIAL
Não poderia deixar de ser extremamente grata ao Gelson Carneiro de Souza
Junior por me fornecer informações de sua pesquisa e permitir que eu pudesse
utilizar essas informações de forma a enriquecer a minha pesquisa de mestrado.
“O motor Diesel pode ser alimentado com óleos vegetais e poderá ajudar consideravelmente o desenvolvimento da
agricultura dos países. Isto parece um sonho, mas posso predizer com inteira convicção que esse modo de emprego do
motor Diesel poderá adquirir uma grande importância no futuro”
Rudolph Diesel, 1911
RESUMO
Nos motores diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado diretamente na
câmara de combustão, um dos problemas mais importantes que eles podem
apresentar é o atraso de ignição, definido como sendo o intervalo de tempo entre o
início da injeção de combustível e o início da combustão. Este atraso de ignição é
um fator crucial na determinação de características do funcionamento de motores
diesel, como a eficiência de conversão de combustível, suavidade de
funcionamento, falhas de ignição, emissão de fumaça, ruído e facilidade de partida.
É no contexto tecnológico de análise do atraso de ignição com a utilização de
biodiesel que o estudo se fundamenta. A pesquisa realizada busca quantificar e
analisar o atraso de ignição em motores de ignição por compressão ao se utilizar
misturas de biodiesel (B3, B10, B20 e B50) e biodiesel de soja puro (B100) através
de correlações teóricas encontradas na literatura. Valores de atraso são calculados
por três correlações teóricas (Watson, Assanis e Hardenberg/Hase), em seis
condições de operação, correspondente às rotações de 1500, 2000 e 2500 rpm e
25%, 50% e 75% do torque máximo do motor. Posteriormente tais resultados são
comparados com dados experimentais de atraso de ignição, obtidos de curvas de
pressão de uma pesquisa já realizada. A partir dessa comparação são analisadas e
indicadas as limitações e ajustamentos de cada modelo de correlação avaliado ao
se utilizar misturas de combustíveis contendo biodiesel e biodiesel de soja puro. Em
termos de erro médio, a correlação de Hardenberg e Hase é a que resulta em
melhores estimativas para o atraso de ignição, seguida pelas correlações de Watson
e Assanis.
Palavras Chaves: Atraso de ignição, mistura, biodiesel, correlações.
ABSTRACT
In diesel engines of direct injection, when fuel is injected directly into the combustion
chamber, one of the most important problems that they may have is the ignition
delay, defined as the time interval between the beginning of fuel injection and start of
combustion. This ignition delay is a critical factor in determining the operating
characteristics of diesel engines, such as fuel conversion efficiency, smoothness,
misfires, emission of smoke, noise and ease of starting. It is the technological context
analysis of ignition delay with the use of biodiesel that the survey is accomplished.
The survey seeks to quantify and analyze the ignition delay in compression ignition
engines when using biodiesel blends (B3, B10, B20 and B50) and pure soy biodiesel
(B100) through theoretical correlations found in the literature. Delay values are
calculated for three theoretical correlations (Watson, Assanis and Hardenberg/Hase)
in six operating conditions corresponding to the revolutions of 1500, 2000 and 2500
rpm and 25%, 50% and 75% of the maximum engine torque. Subsequently these
results are compared with experimental data ignition delay obtained pressure curves
of a survey ever undertaken. From this comparison are analyzed and given the
limitations and adjustments of the analyzed correlation model considered when
mixtures of fuels containing biodiesel and biodiesel pure soy are used. On average,
the correlation of Hardenberg and Hase is resulting in better estimates for the ignition
delay, followed by correlations of Watson and Assanis.
Key words: Ignition Delay, blend, biodiesel, correlations.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Diagrama ideal Pressão versus volume para motores diesel. (Adaptado de
HEYWOOD, 1988) ............................................................................................................... 21
Figura 2 - Curva da razão de liberação de calor em função do ângulo do eixo de manivelas.
(BUENO, 2011) .................................................................................................................... 23
Figura 3 - Atraso de ignição medidos experimentalmente em condições estáveis de
funcionamento do motor. (Adaptado de Assanis et al., 2003) .............................................. 31
Figura 4 – Comparação entre as correlações de atraso de ignição. (Adaptado de Rodriguez,
Sierens e Verhelst, 2011) .................................................................................................... 32
Figura 5 - Geometria do motor. (BUENO, 2011) .................................................................. 39
Figura 6 – Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Hardenberg e Hase, à
25ºC e 1 bar. ........................................................................................................................ 53
Figura 7 - Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Watson, à 25ºC e 1
bar. ...................................................................................................................................... 53
Figura 8 - Atraso de ignição à 20ºC, 1 bar e 2000 rpm. ....................................................... 55
Figura 9 - Atraso de ignição à 25ºC, 1 bar e 2000 rpm. ....................................................... 55
Figura 10 - Atraso de ignição à 30ºC, 1 bar e 2000 rpm. ..................................................... 55
Figura 11 - Atraso de ignição à 25ºC, 0,95 bar e 2000 rpm. ................................................. 56
Figura 12 - Atraso de ignição à 25ºC, 1,01 bar e 2000 rpm. ................................................. 56
Figura 13 - Atraso de ignição teórico para o combustível B3. .............................................. 57
Figura 14 - Atraso de ignição teórico para o combustível B10. ............................................ 58
Figura 15 - Atraso de ignição teórico para o combustível B20. ............................................ 58
Figura 16 - Atraso de ignição teórico para o combustível B50. ............................................ 58
Figura 17 - Atraso de ignição teórico para o combustível B100. .......................................... 59
Figura 18 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas e por dados experimentais para o combustível B3. ................................................ 61
Figura 19 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas e por dados experimentais para o combustível B10. .............................................. 62
Figura 20 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas e por dados experimentais para o combustível B20. .............................................. 62
Figura 21 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas e por dados experimentais para o combustível B50. .............................................. 63
Figura 22 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas e por dados experimentais para o combustível B100. ............................................ 63
Figura 23 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B3. ................................ 65
Figura 24 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B10. .............................. 65
Figura 25 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B20. .............................. 66
Figura 26 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B50. .............................. 66
Figura 27 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações
teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B100. ............................ 67
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Resumo das constantes empíricas empregados nas correlações usualmente
empregadas para o atraso de ignição. (Adaptado de Assanis et al., 2003) .......................... 30
Tabela 2 - Ângulo de retardo de ignição para óleo diesel e B20 em três regimes de
operação. (Adaptado de BUENO, 2003) .............................................................................. 34
Tabela 3 - Participação estimada da literatura (em percentagem do número de publicações)
relatando quando desempenho do motor e emissões, aumentam, são semelhantes, ou
diminuem ao se utilizar biodiesel ao invés de diesel. (Adaptado de Lapuerta, Armas e
Rodríguez-Fernández, 2008) ............................................................................................... 37
Tabela 4 - Informações sobre a geometria e dados operacionais do motor utilizado nos
ensaios. (Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009) ................................................................... 48
Tabela 5 - Fórmula empírica e número de cetano dos combustíveis. (Adaptado de SOUZA
JUNIOR, 2009) .................................................................................................................... 48
Tabela 6 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B3. (Adaptado
de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 49
Tabela 7 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B10. (Adaptado
de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 49
Tabela 8 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B20. (Adaptado
de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 50
Tabela 9 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B50. (Adaptado
de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 50
Tabela 10 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B100.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009) ................................................................................. 50
Tabela 11 - Ângulo de retardo de ignição, em graus, para cada combustível por ponto de
operação. ............................................................................................................................. 60
Tabela 12 - - Ângulo de retardo de ignição, em milissegundos, para cada combustível por
ponto de operação. .............................................................................................................. 60
Tabela 13 – Constante politrópica obtida pelo modelo politrópico de compressão. .............. 64
Tabela 14 - Constante politrópica obtida experimentalmente pela curva log V x log P. ........ 64
Tabela 15 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e Hase
em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o
combustível B3. ................................................................................................................... 68
Tabela 16 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberge Hase
em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o
combustível B10. ................................................................................................................. 68
Tabela 17 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e Hase
em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o
combustível B20. ................................................................................................................. 69
Tabela 18 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e Hase
em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o
combustível B50. ................................................................................................................. 69
Tabela 19 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e Hase
em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o
combustível B100. ............................................................................................................... 70
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ANP – Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis
A1 – Ponto de operação a 1500 rpm e 25% do torque máximo do motor
A2 – Ponto de operação a 1500 rpm e 50% do torque máximo do motor
A3 – Ponto de operação a 1500 rpm e 50% do torque máximo do motor
B1 – Ponto de operação a 2000 rpm e 25% do torque máximo do motor
B2 – Ponto de operação a 2000 rpm e 50% do torque máximo do motor
B3 – Ponto de operação a 2000 rpm e 50% do torque máximo do motor
C1 – Ponto de operação a 2500 rpm e 25% do torque máximo do motor
C2 – Ponto de operação a 2500 rpm e 50% do torque máximo do motor
C3 – Ponto de operação a 2500 rpm e 50% do torque máximo do motor
C – Carbono
CO – Monóxido de Carbono
FT – Combustível de Fischer-Tropsch
H – Hidrogênio
HC – Hidrocarbonetos
H2O – Água
O – Oxigênio
O2 – Gás oxigênio
N2 – Gás Nitrogênio
NOx – Óxidos Nítricos
NO – Monóxidos de nitrogênio
MP – Materiais Particulados
PMI – Ponto Morto Inferior
PMS – Ponto Morto Superior
S10 – Óleo Diesel com 10 ppm de enxofre
S500 – Óleo Diesel com 500 ppm de enxofre
LISTA DE SÍMBOLOS
Símbolo Descrição Unidade
A fator pré-exponencial de Arrhenius (adimensional)
𝐴 𝛳 área instantânea (m2)
A/C relação ar-combustível real (adimensional)
A/Cestequiométrica relação ar-combustível estequiométrica (adimensional)
BM relação biela-manivela (adimensional)
c constante politrópica (adimensional)
D diâmetro interno do cilindro (mm)
Ea energia de ativação aparente do combustível (J)
e base dos logaritmos neperianos (e= 2,71828) (adimensional)
K constante cinética da reação de Arrhenius (adimensional)
L comprimento da biela (mm)
NC número de cetano do combustível (adimensional)
n constante ajustável da reação de Arrhenius (adimensional)
ni número de mols da espécie i (kgmol)
p pressão no interior do cilindro (bar)
Padm pressão de admissão do ar (K)
𝑝𝑖 pressão de admissão do ar (bar)
R constante universal dos gases (J/mol.K)
Rv raio do eixo virabrequim (mm)
r razão de compressão (adimensional)
ref taxa de compressão efetiva (adimensional)
S curso do pistão (mm)
Sp velocidade média do pistão (m/s)
T temperatura no interior do cilindro (K)
𝑇𝑖 temperatura de admissão do ar (K)
Tadm temperatura de admissão do ar (ºC)
Vc volume da câmara de combustão – volume mínimo (m3)
VD volume deslocado - cilindrada (m3)
𝑉 𝛳 volume instantâneo (m3)
VSOI volume no início da injeção (m3)
x quantidade de átomos de c do combustível equivalente (adimensional)
y quantidade de átomos de h do combustível equivalente (adimensional)
z quantidade de átomos de o do combustível equivalente (adimensional)
𝛷 razão de equivalência (adimensional)
α número de moles de ar para a combustão completa (kgmol)
𝛽 coeficiente de excesso de ar (adimensional)
tid (ms) atraso de ignição (milisegundos)
tid Δθ atraso de ignição (graus)
tid 1 atraso de ignição pela correlação de Watson (milisegundos)
tid 2 atraso de ignição pela correlação de Assanis (milisegundos)
tid 3 atraso de ignição pela correlação de Hardenberg e Hase (graus)
𝛳𝑖𝑐 ângulo do início da combustão (graus)
𝛳𝑖𝑖 ângulo do início da injeção de combustível (graus)
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO .................................................................................................... 18
1.1. Objetivo geral ............................................................................................... 19
1.2. Objetivos específicos ................................................................................... 19
1.3. Justificativa ................................................................................................... 19
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA E ESTADO DA ARTE ............................................ 20
2.1. Motores de ignição por compressão ............................................................ 20
2.2. Períodos da combustão ............................................................................... 22
2.3. Atraso da ignição ......................................................................................... 25
2.3.1. Fatores físicos que afetam o atraso de ignição ..................................... 26
2.4. Modelos de correlação para o atraso de ignição .......................................... 28
2.5. Combustíveis ............................................................................................... 33
3. FUNDAMENTOS TEÓRICOS ............................................................................ 39
3.1. Geometria do motor ..................................................................................... 39
3.2. Número de cetano (NC) ............................................................................... 41
3.4. Estequiometria ............................................................................................. 42
3.5. Equações da combustão .............................................................................. 42
3. METODOLOGIA ................................................................................................. 44
Correlação de Watson .................................................................................. 45
Correlação de Assanis ................................................................................. 45
Correlação de Hardenberg e Hase .............................................................. 45
3.1. Dados de entrada ......................................................................................... 47
3.2. Procedimento de análise .............................................................................. 51
4. RESULTADOS E DISCUSSOES ........................................................................ 53
5. CONCLUSÕES ................................................................................................... 71
5.1. Sugestões para trabalhos futuros ................................................................ 72
6. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................... 73
APÊNDICE I .............................................................................................................. 76
CURVAS DE PRESSÃO E DIAGRAMAS log P x log V UTILIZADOS PARA
DETERMINAÇÃO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EXPERIMENTAL.......................... 76
18
1. INTRODUÇÃO
Biocombustíveis estão sendo utilizados cada vez mais, tanto na forma de
mistura aos combustíveis fósseis convencionais como na forma pura, a fim de
respeitar os alvos estabelecidos pelo governo com vista a aumentar a participação
de energias renováveis na matriz energética como também de forma a diminuir a
dependência dos combustíveis fosseis convencionais.
A partir de março de 2015 a Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e
Biocombustíveis (ANP) determinou que a gasolina usada no Brasil passasse a ter
mais etanol em sua composição. O percentual do biocombustível na mistura passou
de 25% para 27% para a gasolina comum e aditivada, respectivamente. Para a
premium, o percentual segue em 25%. Até julho de 2014, o óleo diesel
comercializado no Brasil continha 5% de biodiesel. A partir de julho, passou a ser
obrigatória a adição de 6% e de novembro de 2014 até os dias atuais, está vigente a
adição de 7% de biodiesel no diesel a ser comercializado no País.
O aumento progressivo da utilização dos biocombustíveis em motores
convencionais implica em obter um conhecimento profundo sobre os resultados a
serem esperados, em termos de desempenho e emissões, como também sugerir
adaptações a serem realizados nos motores.
Numerosas pesquisas têm sido direcionadas ao estudo do processo de
combustão, como avanço tecnológico no funcionamento de motores de ignição por
compressão.
Dentre os diversos fatores que afetam o funcionamento do processo de
combustão, pode-se citar o tipo de combustível, o formato da câmara de combustão,
o sistema de injeção de combustível e os parâmetros de operação. Nos motores
diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado diretamente na câmara de
combustão, um dos problemas que eles podem apresentar é o atraso de ignição,
definido como sendo o intervalo de tempo entre o início da injeção de combustível e
o início da combustão.
Este atraso de ignição é um fator crucial na determinação de características
do funcionamento de motores diesel, como a eficiência de conversão de
combustível, suavidade de funcionamento, falhas de ignição, emissão de fumaça,
ruído e facilidade de partida. É nesse contexto tecnológico que esse estudo se
19
fundamentou, buscando qualificar e quantificar esse atraso, ao se utilizar misturas
de combustíveis contendo biodiesel.
1.1. Objetivo geral
O objetivo principal do trabalho foi quantificar o atraso de ignição em motores
de ignição por compressão através de modelos teóricos e compará-los com dados
experimentais de atraso de ignição, obtidos de curvas de pressão de uma pesquisa
já realizada.
1.2. Objetivos específicos
Os objetivos específicos são:
Comparar a metodologia de cálculo do atraso de ignição entre modelos
teóricos;
Avaliar a influência de fatores físicos no atraso de ignição;
Avaliar o atraso de ignição para diferentes misturas de combustíveis.
1.3. Justificativa
Os avanços tecnológicos no funcionamento do motor de ignição por
compressão estão direcionados para o processo de combustão. Nesse contexto, o
atraso de ignição tem sido apontado como um fator relevante na determinação do
processo de combustão. Modelos teóricos de atraso de ignição já foram levantados,
no entanto, estudos de validação da quantificação desses modelos de atraso com
dados experimentais são raros e dispersos, principalmente ao se considerar a
utilização de biocombustíveis.
20
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA E ESTADO DA ARTE
2.1. Motores de ignição por compressão
Motores de combustão interna são máquinas térmicas que convertem a
energia contida em um combustível, através de uma reação química com o ar, em
energia mecânica (HEYWOOD, 1988).
Esse processo de conversão ocorre através de ciclos de trabalhos, que
envolvem admissão, compressão, expansão e exaustão, onde os próprios gases de
combustão (ar, combustível e produtos da combustão) operam como fluido de
trabalho – sendo por esse motivo chamados de combustão “interna”.
Desenvolvido pelo engenheiro alemão Rudolf Diesel (1858-1913), os motores
de ignição por compressão, também chamados de motores diesel, caracterizam-se
pela ignição ocorrer pelo aumento da temperatura devido à compressão do ar de
admissão. Inicialmente admite-se somente ar; após a compressão, o combustível é
pulverizado na massa de ar quente dando início à combustão. No ciclo de trabalho
para um motor diesel, o pistão necessita de quatro cursos (motor 4 tempos) ou duas
voltas (720°) no eixo de manivelas (virabrequim) para realizar um ciclo completo
(HEYWOOD, 1988).
A Figura 1 apresenta o diagrama ideal Pressão versus volume para motores
diesel. Didaticamente, pode-se descrever cada fase do ciclo com as seguintes
definições:
Admissão 6-1: A válvula de admissão encontra-se aberta e o pistão se move
do Ponto Morto Superior (PMS) ao Ponto Morto Inferior (PMI) ocorrendo a
admissão do ar;
Compressão 1-2: Com ambas as válvulas de admissão e escape fechadas, o
ar puro é comprimido, com o movimento do pistão até o PMS. O aumento da
pressão acarreta na elevação da temperatura do ar;
Expansão 3-4: No momento ou perto do pistão alcançar o PMS, é injetado
combustível na câmara de combustão, que ao contato com o ar quente,
inflama-se (Processo 2-x-3). Esses gases a altas temperaturas e pressões
empurram o pistão do PMS ao PMI;
21
Exaustão 4-5: Quando o pistão alcança o PMI a válvula de descarga se abre
para que os gases provenientes da combustão saiam do interior do cilindro e
da câmara de combustão do motor.
Figura 1 - Diagrama ideal Pressão versus volume para motores diesel. (Adaptado de
HEYWOOD, 1988)
O processo de combustão nos motores diesel é bastante complexo, sendo
afetado principalmente por fatores como o tipo de combustível, formato da câmara
de combustão, sistema de injeção de combustível e das condições de operação
(HEYWOOD, 1988).
Motores de ignição por centelha apresentam frente de chama única e bem
definida, a qual se inicia por intermédio da centelha disparada pela vela. Já nos
motores diesel o processo de combustão ocorre simultaneamente em vários pontos
da câmara, onde há condições ideais para que ocorra a queima. (HEYWOOD, 1988;
MOREIRA, 2000).
22
2.2. Períodos da combustão
O processo de combustão, embora ocorra em um período muito pequeno
(poucos graus do ângulo de rotação de virabrequim), para fins de estudo costuma-se
dividi-lo em três fases distintas. Destaca-se que estes períodos não possuem limites
facilmente distinguíveis, sendo difícil estabelecer na prática quando um termina e o
outro começa.
Essas três fases são assim definidas (HEYWOOD, 1988; CIMAC, 2010;
BUENO, 2011):
Período do atraso da ignição:
A injeção do combustível não se inicia imediatamente após o pulso de
comando do injetor; é necessário um tempo para a formação da pressão necessária
no bico do injetor. Esse período, conhecido por atraso mecânico (ou ainda por atraso
de injeção), é mais evidente nos sistemas de bomba unitária (sistema UPS), onde o
bico está separado da bomba.
Ao se injetar combustível, é necessário esperar que ele se evapore, misture
com o ar circundante e reaja. As primeiras partículas de combustível se aquecem e
oxidam com uma produção de calor limitada enquanto continua a acumulação de
combustível injetado ainda sem queimar (MANAVELLA, 2012). Todo esse processo
de aquecimento e oxidação das primeiras partículas de combustível leva um certo
tempo a decorrer e, por esta razão, é chamado período de atraso.
Esse atraso é decomposto em duas fases: o atraso físico (transferência de
calor, vaporização das gotas e difusão) e o atraso químico (reações químicas de
oxidação) (MARTINS, 2013).
O atraso físico (também chamado por atraso físico-mecânico) é o intervalo de
tempo que o combustível injetado leva para atomizar-se em pequenas gotículas,
vaporizar e formar a mistura com o ar. O tempo total para que isto ocorra depende
basicamente de fatores tais como a pressão de injeção e da pressão e temperatura
do ar admitido na câmara de combustão. As dimensões das gotículas dependem de
sua velocidade, pela qual injeções de elevada velocidade diminuem esse atraso,
pois reduzem o tamanho das gotas e melhoram as características de transferência
de calor. (MARTINS, 2013).
23
O atraso químico, por sua vez, é função da qualidade do combustível,
decorrente do número de cetano (desempenho de um combustível em relação a
auto-inflamação). Dessa forma, quanto maior o número de cetano, menor será o
atraso químico.
É desejável que esse período de atraso seja o menor possível, visto que
atrasos longos provocam na fase seguinte da combustão um aumento excessivo da
pressão e, como conseqüência, eleva a temperatura na câmara. Dessa forma, na
ocorrência de longos períodos de atraso, verifica-se a tendência à detonação e
aumento das emissões de óxidos nítricos (NOx) (MANAVELLA, 2012).
A Figura 2 mostra a curva da razão de liberação de calor em função do
ângulo do eixo de manivelas indicando os períodos de combustão de um motor
diesel de injeção direta. Nessa curva, o período do atraso de ignição é
compreendido entre “a” e “b”.
O aumento de pressão que ocorre nesse período de atraso é devido
exclusivamente ao trabalho de compressão do pistão (MANAVELLA, 2012).
Figura 2 - Curva da razão de liberação de calor em função do ângulo do eixo de
manivelas. (BUENO, 2011)
24
Período da combustão pré-misturada ou combustão rápida:
É o período compreendido entre o início da combustão até o ponto de máxima
pressão do ciclo. Caracteriza-se pela elevação brusca de pressão que é ocasionada
pela queima das menores partículas de combustível, que ao entrarem em
combustão, geram o calor necessário para queima das partículas maiores. Essa
elevação brusca na pressão é a responsável pelo ruído característico do
funcionamento dos motores diesel.
Menores atrasos no período de combustão anterior acarretam em um
aumento mais suave da pressão nessa fase de combustão rápida, minimizando as
emissões e o ruído gerado pelo motor diesel (MANAVELLA, 2012).
Na Figura 2 o período da combustão pré-misturada é compreendido entre “b”
e “c”.
Período da combustão difusiva ou combustão controlada:
É o período que ocorre depois de consumir-se a mistura formada no período
do atraso de ignição. O combustível vai queimando gradualmente, na medida em
que continua a ser injetado. A quantidade de combustível que ainda não formou
uma mistura apropriada com o ar até o momento da ignição vai sendo consumida de
forma mais lenta durante a combustão, caracterizando as “frentes de chama” nos
motores diesel.
Na Figura 2 o período da combustão difusiva é compreendido entre “c” e “d”.
25
2.3. Atraso da ignição
Nos motores diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado
diretamente na câmara de combustão, um dos problemas mais importantes que eles
podem apresentar é o atraso de ignição, devido ao seu impacto direto sobre a
liberação de calor, bem como o seu efeito indireto sobre o ruído do motor e
formação de poluentes.
O atraso de ignição é definido como o intervalo de tempo (ou ângulo do eixo
de giro do virabrequim) entre o início da injeção de combustível e o início da
combustão. O início da injeção é determinado pelo levantamento da agulha do bico
injetor, enquanto que o início da combustão, momento mais complicado de
determinar, é usualmente identificado com a liberação de calor, com o aumento da
taxa de elevação da pressão. (HEYWOOD, 1988; SOUZA JUNIOR, 2009). Outra
técnica utilizada para definir o início da combustão é a emissão de luz; onde uma
célula fotoelétrica determina o aparecimento de uma chama. No entanto, uma
alteração de pressão é muitas vezes detectada antes de o detector de luminosidade
observar o aparecimento de uma chama (RODRÍGUEZ; SIERENS; VERHELST,
2011).
Segundo Heywood (1988), o atraso da ignição se deve a processos físicos e
químicos. Como processos físicos podem-se destacar: a atomização do jato de
combustível líquido, a vaporização das gotas de combustível, a mistura do vapor de
combustível com o ar. Uma boa atomização requer alta pressão de injeção de
combustível, pequeno diâmetro do orifício injetor, viscosidade adequada de
combustível e de alta pressão de ar do cilindro, no momento da injeção. A
vaporização das gotículas de combustível depende da volatilidade do combustível,
pressão e temperatura no interior da câmara de combustão, assim como do
tamanho das gotas, da sua distribuição e velocidade. A mistura do vapor de
combustível com ar é determinada pelo tipo de injeção e formato da câmara de
combustão.
Já por processos químicos que afetam o atraso de ignição, Heywood (1988)
destaca as reações de pré-combustão entre combustível, ar e gases residuais. Uma
vez que o processo de combustão do motor diesel é heterogêneo, seu processo de
inflamação espontânea é ainda mais complexo. Embora ignição ocorra nas regiões
26
da fase de vapor, as reações de oxidação podem prosseguir na fase líquida, entre
as moléculas de combustível e oxigênio dissolvido. Além disso, craqueamento de
moléculas grandes em moléculas menores de hidrocarbonetos também pode
ocorrer. Estes processos químicos dependem da composição do combustível, da
temperatura e pressão no cilindro, da bem como dos processos físicos já apontados,
os quais regulam a distribuição de combustível com o ar.
Devido à influência que os processos físicos exercem no atraso de ignição, o
tópico 2.3.1 detalha alguns fatores relacionados a esses processos.
2.3.1. Fatores físicos que afetam o atraso de ignição
Os fatores físicos que influenciam o atraso da ignição estão relacionados com
o desenvolvimento do pulverizador de combustível e o estado do ar (pressão,
temperatura e velocidade). Dessa forma, a influência é dependente da concepção do
sistema de injeção do combustível, da câmara de combustão, assim como das
condições de funcionamento do motor. As variáveis do sistema de injeção que
afetam o desenvolvimento da pulverização do combustível são: tempo de injeção,
quantidade, velocidade e tamanho da gota, assim como a forma e tipo de spray.
As condições de carga relevantes dependem do sistema de combustão
utilizado, dos detalhes da concepção da câmara de combustão, da pressão e
temperatura do ar de entrada, taxa de compressão e da rotação do motor.
Segundo Heywood (1988), alguns fatores que afetam o atraso de ignição são:
Tempo de injeção: quanto mais cedo a injeção ocorrer, maior tende a ser o
atraso de ignição, devido ao fato do pistão ainda estar longe do PMS, e
portanto ainda no processo de compressão, oferecendo pressão e
temperatura menores ao combustível no momento da injeção;
Temperatura e pressão de admissão: o aumento da temperatura assim como
da pressão de admissão do ar produz um aumento na temperatura do ar
comprimido, melhorando a vaporização do combustível, diminuindo assim o
atraso de ignição. Destaca-se que esse aumento de temperatura no ar
provoca uma redução em sua densidade, reduzindo a eficiência volumétrica
e, conseqüentemente, a potência;
27
Taxa de compressão: o aumento da taxa de compressão influencia a pressão
e a temperatura do ar, sendo então o atraso dependente desses fatores;
Velocidade angular do motor: o aumento da velocidade faz com que as
perdas de temperatura durante a compressão diminuam, resultando assim em
um aumento na temperatura e na pressão do ar, e conseqüentemente na
redução do atraso de ignição, em milissegundos. Ressalta-se que quando o
atraso está sendo aferido em graus, o aumento da rotação faz com que haja
um ligeiro aumento no ângulo de retardo de ignição;
Relação ar-combustível: Com o aumento da relação ar-combustível (mistura
mais pobre) as temperaturas de combustão são reduzidas, aumentando o
período de atraso; com o aumento da carga a relação ar-combustível diminui,
a temperatura de combustão aumenta e, conseqüentemente, há uma redução
no período de atraso;
Potência: o aumento da potência equivale a uma diminuição na razão ar-
combustível, acarretando um aumento da temperatura e uma consequente
diminuição no atraso da ignição;
Atomização: conforme já citado, uma melhor atomização reduz o atraso de
ignição;
Qualidade do combustível: um importante indicador da qualidade de ignição
do combustível é o número de cetano. Ele mede a qualidade de ignição de
um combustível para máquina Diesel e tem influência direta na partida do
motor e no seu funcionamento sob carga.
28
2.4. Modelos de correlação para o atraso de ignição
A estimativa do atraso de ignição é de grande importância devido à sua
influência sobre o desempenho, emissões e a combustão nos motores de
combustão interna diesel. Diversos modelos de correlações de atraso de ignição têm
sido propostos como função das características de operação do motor e também
com base em dados experimentais em bombas de volume constante, reatores de
fluxo constante e máquinas de compressão rápida.
Arrhenius foi o primeiro cientista a reconhecer a variação da constante de
velocidade de uma reação química com a temperatura. Ele propôs uma equação
muito utilizada na cinética química, determinada por (TURNS, 2013):
𝑘 = 𝐴𝑒−𝐸𝑎𝑅𝑇
Onde k é a constante de velocidade; A uma constante pré-exponencial; Ea a Energia
de ativação (também conhecido por complexo de ativação); R a constante dos gases
e T a temperatura.
Numerosas correlações utilizadas para estimar o atraso de ignição decorrem
dessa expressão de Arrhenius, sendo esse atraso dado por (RODRÍGUEZ;
SIERENS; VERHELST, 2011):
tid (ms) = Apnexp Ea
R × T Φ
−k
onde Ea é a energia de ativação para o processo de combustão, Φ é a razão de
equivalência, R a constante universal dos gases, T e p são temperatura e pressão
em Kelvin e bar, respectivamente, e n, K e A são constantes ajustáveis, obtidas
através de análises de dados experimentais.
Uma das primeiras correlações que se encontra na literatura é a desenvolvida
por Wolfer (1938), que mediu o atraso da ignição usando uma bomba de volume
constante, e utilizou uma expressão decorrente da expressão de Arrhenius para
quantificar o atraso. Sua correlação se expressa como uma função da pressão e da
[1]
[2]
29
temperatura no interior do cilindro, energia de ativação, constante universal dos
gases e duas constantes.
Estudos realizados com essa correlação apontaram que os dois valores
constantes, apresentavam-se em várias ordens de grandeza de acordo com o
trabalho experimental. Além disso, como a expressão proposta foi desenvolvida a
partir de dados coletados em bombas de volume constante, a correlação não pode
apreender a variação dinâmica da pressão e temperatura durante o atraso da
ignição como em motores reais.
Outro modelo extensivamente citado na literatura é o apresentado por
Harderberg e Hase, desenvolvido para motores diesel pesados à época
(HEYWOOD, 1988). A correlação desenvolvida abrange vários parâmetros
experimentais como temperatura, pressão, velocidade média do pistão e energia de
ativação. É um dos modelos mais utilizados para simular o atraso de ignição na
combustão de motores de ignição por compressão. (SOUZA JUNIOR, 2009;
HAUCK, 2010; BUENO, 2011).
Watson, Pilley e Marzouk (1980) desenvolveram uma correlação do atraso de
ignição com base na equação semi-empírica desenvolvido pela Wolfer utilizando
dados de um motor diesel em condições de estado estacionário. Decorrente também
da expressão de Arrhenius, pelo seu modelo o atraso de ignição poderia ser
calculado a partir da pressão e temperatura no interior do cilindro.
Assanis et al. (2003) analisaram em sua pesquisa oito fórmulas empíricas de
correlação do atraso da ignição, obtidas utilizando bombas de volume constante,
motores diesel ou experimentos em condições características. A pesquisa
demonstrou que ao se aplicar as correlações analisadas para estimar o atraso da
ignição em motores diesel de injeção direta, os resultados não foram satisfatórios,
visto que as estimativas são muitas vezes aplicadas fora da faixa de temperatura e
pressão ou são avaliadas para motores diferentes em que foram desenvolvidas as
correlações.
A Tabela 1 apresenta o resumo das constantes empíricas decorrentes da
equação de Arrhenius utilizadas nas correlações de atraso de ignição avaliadas na
pesquisa de Assanis et al. (2003).
30
Tabela 1 - Resumo das constantes empíricas empregados nas correlações
usualmente empregadas para o atraso de ignição. (Adaptado de Assanis et al., 2003)
CORRELAÇÃO TESTE COMBUSTÍVEL A n Ea/Ru
Wolfer Bomba de
volume constante
NC>50 0,44 1,19 4650
Kadota Partícula n-dodecano 6,58 0,52 4400
Spadaccini Fluxo
constante Diesel 4 x 10-10 1 20080
Stringer Fluxo
constante diesel, NC=49 0,0409 0,757 5473
Hiroyasu Bomba de
volume constante
Diesel 0,01 x Φ-1,04 2,5 6000
Fujimoto Bomba de volume
constante
óleo pesado, NC=52,5
0,134 1,06 5130 p<40 bar
p>40 bar 0,136 0,615 4170
Pischinger Fluxo
constante diesel, NC=50 0,0081 1,14 7813
Watson Motor diesel Diesel 3,45 1,02 2100
Ainda em sua pesquisa, Assanis e outros (2003) desenvolveram uma
correlação para o atraso da ignição em um motor turbo diesel pesado, de injeção
direta, em condições de funcionamento transitório e permanente. A correlação
desenvolvida para quantificar o atraso de ignição é dependente da razão de
equivalência assim como pressão e temperatura no interior do cilindro. Esta
correlação é bastante similar à proposta por Watson, diferenciando-se por
considerar a razão de equivalência como um parâmetro variável.
A Figura 3 apresenta o atraso de ignição medidos experimentalmente por
Assanis et al. (2003) em condições estáveis de funcionamento do motor.
31
Figura 3 - Atraso de ignição medidos experimentalmente em condições estáveis de
funcionamento do motor. (Adaptado de Assanis et al., 2003)
Todos os modelos de correlação já citados, foram desenvolvidos para o
combustível diesel. Estudos mais recentes estão direcionados em analisar outros
tipos de combustíveis e/ou misturas.
Kavtaradze, Zeilinger e Zitzler (2005) obtiveram correlações experimentais
para o gás natural, gás de síntese e combustível diesel convencional, como
resultados de estudos experimentais realizados em uma configuração especial com
um motor diesel de cilindro único, quatro tempos.
Vasil'ev (2007) discutiu em seu estudo os métodos utilizados para calcular o
atraso de ignição de sistemas de dois combustíveis; o primeiro combustível
resultante da mistura de oxido de carbono com ar e o segundo combustível, da
mistura com hidrogênio, acetileno, etileno, ou hexano. O estudo desenvolveu uma
modificação da equação de Arrhenius para determinação da correlação do atraso de
ignição.
Alkhulaifi e Hamdalla (2011) avaliaram as correlações de Watson e Assanis et
al., em relação à dados experimentais obtidos em um motor diesel de injeção direta,
em condições estáveis. Eles observaram que os dados estimados pelas correlações
apresentavam-se limitados em relação aos dados medidos experimentalmente. Os
resultados obtidos foram então usados para desenvolver um novo modelo de
correlação para o atraso da ignição. A correlação proposta mostrou uma melhor
32
aproximação com os dados experimentais do que as correlações de Assanis et al. e
Watson, ao se utilizar diesel automotivo e emulsão diesel-água, especialmente em
baixas e médias velocidades do motor.
Rodríguez, Sierens e Verhelst (2011) analisaram em sua pesquisa resultados
de testes de motores de biodiesel obtidos pela transesterificação de óleo de colza e
de palma, utilizando como referência o combustível diesel. Os dados observados
mostraram que ambos os biocombustíveis apresentaram menor atraso de ignição
que o combustível diesel, devido ao número de cetano superior para os
biocombustíveis. O estudo realizado levantou duas expressões para cálculo do
atraso da ignição, como funções da razão de equivalência, das pressões médias e
das temperaturas do cilindro ao longo do intervalo de atraso de ignição. As duas
novas correlações propostas para os dois tipos de biodiesel foram comparadas com
as correlações de Watson e Assanis et al. Como esperado, a comparação dos
resultados demonstrou que as novas correlações estimam o atraso da ignição para
os biocombustíveis com uma melhor aproximação do que as correlações disponíveis
para o combustível diesel. A Figura 4 apresenta a comparação entre as correlações
analisadas no estudo realizado por Rodriguez, Sierens e Verhelst (2011).
Figura 4 – Comparação entre as correlações de atraso de ignição. (Adaptado de
Rodriguez, Sierens e Verhelst, 2011)
33
EL-Kasaby e Nemit-allah (2013) avaliaram o período de atraso e o desempenho
de um motor operando com misturas de combustíveis contendo biodiesel de pinhão-
manso. Em sua pesquisa foi desenvolvida correlações decorrentes da expressão de
Arrhenius para predizer o atraso de ignição de cinco combustíveis: B0, B10, B20,
B30 e B50. As constantes ajustáveis foram obtidas através de análises de dados
experimentais para cada mistura. EL-Kasaby e Nemit-allah (2013) propuseram ainda
uma correlação geral em função do percentual de biodiesel na mistura de
combustível.
2.5. Combustíveis
A ANP denomina por óleo diesel o combustível derivado do petróleo,
constituído principalmente por átomos de carbono, hidrogênio e em baixas
concentrações por enxofre, nitrogênio e oxigênio. É um produto inflamável,
medianamente tóxico, volátil, límpido, isento de material em suspensão e com odor
forte e característico.
Por biodiesel, denomina-se o combustível biodegradável derivado de fontes
renováveis, que pode ser obtido por diferentes processos tais como o
craqueamento, a esterificação ou pela transesterificação. O processo de
transesterificação é o mais utilizado e consiste numa reação química de óleos
vegetais ou de gorduras animais com o álcool comum (etanol) ou o metanol,
estimulada por um catalisador. Esse processo gera dois produtos, ésteres (o nome
químico do biodiesel) e glicerina (produto empregado na indústria de cosméticos).
(KNOTHE; VAN GERPEN; KRAHL, 2005).
Existem diferentes espécies de oleaginosas no Brasil que podem ser usadas
para produzir o biodiesel. Entre elas estão o dendê, canola, girassol, amendoim, soja
e algodão. Matérias-primas de origem animal, como o sebo bovino e gordura suína,
também podem ser utilizadas na fabricação do biodiesel.
Em razão de ser um combustível derivado de fonte renovável, tem-se
buscado a substituição do óleo diesel de petróleo pelo biodiesel em motores
ciclodiesel automotivos (de caminhões, tratores, camionetas, automóveis, etc) ou
estacionários (geradores de eletricidade, calor, etc).
34
O biodiesel foi introduzido na matriz energética brasileira a partir da
publicação da Lei nº 11.097 em 2005. A ANP passou a ser o órgão responsável por
especificar, controlar e fiscalizar, da produção à comercialização do biodiesel. A
partir da Resolução nº 6/2009, que entrou em vigor em janeiro de 2010, passou a
ser obrigatória a mistura de 5% de biodiesel no óleo diesel comercial, caracterizando
assim uma mistura B5.
A partir de julho de 2014, passou a ser obrigatória a adição de 6% e de
novembro até os dias atuais, está vigente a adição de 7% de biodiesel no diesel a
ser comercializado no País.
Apesar de ser um combustível de fonte renovável, biodegradável, com boa
lubricidade e seguro quanto a explosões, o biodiesel apresenta alta viscosidade,
menor conteúdo energético e maiores emissões de óxidos de nitrogênio quando
comparado ao óleo diesel (DEMIRBAS, 2008).
Diversos estudos têm sido realizados para analisar a substituição parcial ou
total do biodiesel no diesel comercial.
BUENO (2003) em seu estudo realizou ensaios com óleo diesel e uma
mistura desse combustível com 20% em volume de etil-éster de soja (B20) em um
motor de ignição por compressão de injeção direta em três regimes de carga e
velocidade. Foi observado que em todas as três condições de operação, houve uma
redução do atraso de ignição ao se utilizar a mistura B20. Observou-se ainda que
essa tendência de redução aumentava a medida que era elevada a carga do motor.
A Tabela 2 mostra os valores do ângulo de retardo de ignição para os dois
combustíveis nos três regimes de operação.
Tabela 2 - Ângulo de retardo de ignição para óleo diesel e B20 em três regimes de
operação. (Adaptado de BUENO, 2003)
Regimes de operação
Carga 40% - 1400 rpm
Carga 60% - 2600 rpm
Carga 100% - 3200 rpm
Combustível Diesel B20 Diesel B20 Diesel B20
Atraso de ignição (graus) 5,0 4,9 13,5 13,3 6,0 4,0
35
Bueno (2003) aponta que esse menor atraso observado para a mistura B20
leva a diminuição da quantidade de mistura preparada até o momento da queima
pré-misturada, ocasionando uma redução do pico de liberação de energia para esse
momento da ignição. Além disso, devido à viscosidade mais elevada da mistura B20,
houve uma elevação da liberação de calor na fase difusiva da combustão, justificada
pelo aumento na velocidade de penetração do jato combustível.
Santos (2005), analisou o desempenho, em termos de curvas de torque,
potência, rendimento térmico e consumo específico de combustível, de um motor de
ignição por compressão, turboalimentado, de 4 cilindros, ao se utilizar como
combustível uma mistura ternária de combustíveis (diesel, biodiesel e etanol). Os
ensaios foram realizados para rotações de 1500, 2000, 2500 e 3000 rpm; cargas de
50 e 100% e substituições de diesel (ou biodiesel) por etanol, em porcentagem de
torque, de 20, 35 e 50%.
Em termos de potência, Santos (2005) verificou que as misturas B10 e B20
apresentaram um aumento de potência em relação ao diesel. Já o combustível
B100, apresentou potência abaixo da obtida para o diesel. Em termos de rendimento
térmico, foi observado que na maioria dos ensaios realizados, a substituição parcial
do diesel ou biodiesel pelo etanol, acarretou num aumento no rendimento térmico do
motor.
Ao se avaliar o índice de detonação, Santos (2005) constatou que a adição de
50% de etanol elevou o índice de detonação em cerca de 17% para diesel, cerca de
2,7 vezes para a mistura B10, 3 vezes para o B20 e 2,5 vezes para o B100. Ele
justifica esses resultados pela redução da temperatura da mistura admitida, que
ocorre com a injeção indireta do etanol, e tem por conseqüência o aumento do
tempo de atraso de ignição, e, por conseguinte, favorece o aumento da detonação.
Em termos de emissão de hidrocarbonetos e monóxidos de carbono, Santos
(2005) verificou que a emissão caiu de forma significativa quando o motor operou
com biodiesel no lugar do diesel, justificado pelo fato de que o biodiesel contém
oxigênio em suas moléculas, o que contribui para um processo de combustão mais
eficaz ao diminuir a quantidade de combustível não queimado na câmara de
combustão. Quanto às emissões de óxidos nítricos (NOX), os resultados
apresentaram poucas variações entre o diesel e o biodiesel.
36
Bueno (2006) analisou a operação de motores diesel com misturas parciais
de biodiesel. Ele aponta que a utilização de biodiesel sob a forma de misturas
parciais acarreta em benefícios na dinâmica do processo de combustão em relação
ao diesel, já que devido à maior viscosidade do biodiesel, eleva-se a velocidade e
distância de penetração do jato de combustível. Devido ao maior número de cetano
do biodiesel, e conseqüente redução do período de atraso da ignição, o tempo
necessário para a preparação do combustível contendo biodiesel até o instante da
ignição é inferior do que o observado para o diesel. Bueno (2006) aponta que há
uma redução na fase de combustão pré-misturada com a utilização de misturas, a
qual é proporcional à concentração de biodiesel em misturas. A redução na queima
pré-misturada é compensada na fase de combustão difusiva, já que o biodiesel
possui uma melhor condição de preparo da mistura acelerando a liberação de
energia. Bueno (2006) aponta ainda que por conta dos benefícios na utilização das
misturas na combustão difusiva, há um pequeno acréscimo na eficiência de
combustão devido à maior quantidade de combustível queimado até o momento de
abertura da válvula de escape.
Lapuerta, Armas e Rodríguez-Fernández (2008) reuniram e analisaram o
acervo de trabalho escrito principalmente em revistas científicas sobre parâmetros
de operação dos motores diesel ao usar combustíveis contendo biodiesel, em
oposição aos combustíveis fósseis convencionais. Em relação ao efeito do biodiesel
na potência do motor, consumo de combustível e eficiência térmica, o maior
consenso apontou num aumento do consumo de combustível do biodiesel em
proporção aproximada para a perda de poder calorífico. Em termos de emissões,
destacando as emissões mais preocupantes, óxidos nítricos (NOx) e materiais
particulados (MP), o maior consenso foi encontrado na redução acentuada das
emissões de materiais particulados (MP), hidrocarbonetos (HC) e monóxido de
carbono (CO) e no aumento das emissões de NOx ao se utilizar biodiesel. A Tabela 3
reúne os resultados analisados no acervo de trabalho avaliado no estudo.
37
Tabela 3 - Participação estimada da literatura (em percentagem do número de
publicações) relatando quando desempenho do motor e emissões, aumentam, são
semelhantes, ou diminuem ao se utilizar biodiesel ao invés de diesel. (Adaptado de
Lapuerta, Armas e Rodríguez-Fernández, 2008)
Aumenta Semelhante Diminui Não avaliado
Potencia efetiva (plena carga) - 2 96 2
Consumo específico de combustível 98 2 - -
Eficiência térmica 8 80 4 8
Emissões NOx 85 10 5 -
Emissões MP 3 2 95 -
Emissões HC 1 3 95 1
Emissões CO 2 7 90 1
Souza Junior (2009) desenvolveu e validou um programa simulador de
motores diesel de injeção direta, capaz de utilizar combustíveis com diferentes
composições (diesel ou misturas diesel e biodiesel). Em seu estudo foram
analisadas as mudanças ocorridas em termos de desempenho do motor e emissões
com a utilização de biodiesel em misturas parciais (B3, B10, B20, B50) em relação à
utilização do biodiesel puro (B100). Os resultados experimentais apontaram que na
utilização de biodiesel em substituição ao óleo diesel, em diversos percentuais de
misturas, é observado um comportamento semelhante em termos de carga e
rotação; destacando-se o aumento do consumo ao se utilizar biodiesel, devido ao
seu menor poder calorífico. Em relação à emissão de gases de descarga, os
experimentos com biodiesel apresentaram uma redução nos valores de emissão,
com destaque para uma redução na emissão de monóxido de carbono de cerca de
67% em relação a utilização do combustível B3 quando se utilizou o B100. Em
termos de hidrocarbonetos, houve uma redução de 47%, 39%, 33% e 17%,
respectivamente, ao se utilizar o B10, B20, B50 e B100. Em relação aos níveis de
NOx, houve um aumento com a utilização dos biocombustíveis, aumentando
aproximadamente 65% ao se utilizar B100 em relação ao B3.
Armas, Yehliu e Boehman (2010) analisaram os impactos das propriedades
do combustível, tempo de injeção de combustão e emissões de gases e de
partículas de três combustíveis: diesel de baixo teor de enxofre; biodiesel puro de
soja e combustível de Fischer-Tropsch (FT), produzido num processo de conversão
de gás em líquido. Ao se analisar o impacto do início da injeção sobre o
38
desempenho do motor e as emissões para os três combustíveis em análise, os
resultados apontaram:
Maior consumo de combustível com B100 e menor com FT, em relação ao
combustível diesel de referência;
Emissões de NOx e materiais particulados foram mais afetadas pela composição
do combustível do que pelo início da injeção. Ao se utilizar injeção única com
diesel e biodiesel, o inicio da injeção tem um impacto sobre as emissões de
hidrocarbonetos e monóxidos de carbono. No entanto, usando injeção dividida o
impacto observado foi menor;
O combustível FT apresentou as mais baixas emissões de hidrocarbonetos,
materiais particulados e monóxidos de carbono em comparação com o diesel e
biodiesel;
Biodiesel produziu os maiores emissões de materiais particulados, apresentando
ainda partículas de menor diâmetro em comparação com os outros combustíveis.
Carvalho (2014) estudou o desempenho e emissões de gases de um motor
de combustão interna utilizando óleo diesel e mistura de biocombustível. Os
combustíveis analisados foram óleo diesel S10, óleo diesel S500, farnesano
(biocombustível produzido em laboratório a partir da cana-de-açúcar, isento de
enxofre) e uma mistura de 80% de óleo S10 e 20% de farnesano. Em relação à
potência gerada, Carvalho (2014) aponta que a mistura obteve excelentes
resultados, com potência superior à dos combustíveis puros que compõem a mistura
- diesel S10 (80%) e o farnesano (20%). Em relação ao consumo, os resultados
apontaram que o farnesano e a mistura, apresentaram os menores consumos para
pequenas e médias geração de potência. No que se refere às emissões, o farnesano
foi o que apresentou as menores emissões de NOx; o diesel S500 as menores
emissões de HC; todos os combustíveis apresentaram valores bem próximos na
emissão de CO.
39
3. FUNDAMENTOS TEÓRICOS
3.1. Geometria do motor
A determinação do volume e da área da câmara de combustão em função do
ângulo de manivelas dá-se pela análise da geometria do motor.
A Figura 5 apresenta o esquema da geometria do cilindro, virabrequim e biela
para um motor de mecanismo biela-manivela centralizado. Denomina-se por D o
diâmetro do cilindro; L, o comprimento da biela; Rv o raio do eixo virabrequim, e S o
curso do pistão.
Figura 5 - Geometria do motor. (BUENO, 2011)
Na posição do pistão no ponto monto superior (PMS), a variável ângulo de
manivela (θ) é zero. Neste ponto, o volume do cilindro é igual ao volume da câmara
de combustão (Vc), também chamado de volume morto. A relação biela-manivela
(BM) é dada pela relação L/Rv.
40
Pela análise da Figura 5, tem-se as seguintes expressões para o volume e a
área, em relação ao ângulo de manivela (HEYWOOD, 1988):
𝑉 𝛳 = 𝑉𝐶 × 1 +1
2× 𝑟 − 1 × 𝐵𝑀 + 1 − cos
𝛳𝜋
180 − 𝐵𝑀2 − sin
𝛳𝜋
180
2
𝐴 𝛳 = 2 ×𝜋𝐷2
4+
𝜋𝐷𝑆
2× 𝐵𝑀 + 1 − cos
𝛳𝜋
180 − 𝐵𝑀2 − sin
𝛳𝜋
180
2
Onde r é taxa de compressão, determinada pela relação entre o volume máximo e o
volume mínimo do cilindro (respectivamente quando θ = - 180° e θ = 0°).
𝑟 =𝑉𝐷 + 𝑉𝐶
𝑉𝑐
A velocidade média do pistão (Sp, em m/s) e o volume deslocado(VD),
também chamado de cilindrada, podem ser calculados a partir das seguintes
expressões, respectivamente (HEYWOOD, 1988):
𝑆𝑃 =2 × 𝑆 × 𝑅𝑜𝑡𝑎çã𝑜
60
𝑉𝐷 = 𝜋 × 𝐷2 × 𝑆𝑃
4
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
41
3.2. Número de cetano (NC)
Uma vez que as características de ignição do combustível afetam o atraso da
ignição, esta propriedade do combustível, denominada por número de cetano, é
muito importante para determinar as características de funcionamento do motor
diesel, tais como a eficiência da conversão, falhas de ignição, emissões de
partículas e ruído (HEYWOOD, 1988).
A qualidade da ignição de um combustível é definida, então, pelo seu número
de cetano, o qual é uma característica intrínseca ao combustível, decorrente de suas
propriedades químicas.
O número de cetano é determinado comparando-se o atraso da ignição do
combustível analisado com o combustível de referência num motor de teste
padronizado. A escala de índice de cetano é definida por misturas de dois
combustíveis de referência puros. Cetano (n-hexadecano, C16H34), um
hidrocarboneto com alta qualidade de ignição, representa a parte superior da escala,
com um número de cetano de 100. O combustível heptamethylnonane, que tem uma
qualidade muito baixa de ignição, representa a parte inferior da escala com um
número de cetano de 15 (HEYWOOD, 1988).
Fisicamente, o número de cetano se relaciona diretamente com o atraso de
ignição de combustível no motor de modo que: quanto menor o número de cetano
maior será o atraso da ignição. Consequentemente, maior será a quantidade de
combustível que permanecerá na câmara sem queimar no tempo certo. Isso leva a
um mau funcionamento do motor, pois quando a queima acontecer, gerará uma
quantidade de energia superior àquela necessária. Esse excesso de energia força o
pistão a descer com velocidade superior aquela adotada pelo sistema, o que
provocará esforços anormais sobre o pistão, podendo causar danos mecânicos e
perda de potência. Combustíveis com alto teor de parafinas apresentam alto número
de cetano, enquanto produtos ricos em hidrocarbonetos aromáticos apresentam
baixo número de cetano.
42
3.4. Estequiometria
Denomina-se por estequiométrica, a quantidade de oxidante necessária para
queimar completamente certa quantidade de combustível. Uma mistura é dita pobre
em combustível, ou simplesmente mistura pobre, quando é fornecida uma
quantidade maior de oxidante que a estequiométrica; já por mistura rica, entende-se
aquela em que é fornecida uma quantidade menor de oxidante que a
estequiométrica. (TURNS, 2013)
O parâmetro utilizado para indicar se uma mistura é rica, pobre ou
estequiométrica, é a razão de equivalência (Φ). Esse parâmetro é definido pela
relação entre a razão ar-combustível estequiométrica pela real.
𝛷 = 𝐴 𝐶
𝑒𝑠𝑡𝑒𝑞𝑢𝑖𝑜𝑚 é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎
𝐴𝐶
Dessa definição, tem-se que para misturas ricas em combustível, Φ>1; para
misturas pobres, Φ<1 e para mistura estequiométrica, Φ=1.
A razão de equivalência relaciona-se com o percentual de excesso de ar pela
relação:
% 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑐𝑒𝑠𝑠𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑟 = (1 − 𝛷)
𝛷× 100%
3.5. Equações da combustão
Assumindo que a composição do ar corresponde a aproximadamente 21% de
O2 e 79% de N2 (por volume) – existindo para cada mol de O2 no ar 0,79/0,21 = 3,76
mols de N2, para um combustível, do tipo biodiesel, dado pela fórmula genérica
CxHyOz a equação de combustão completa pode ser expressa por:
𝐶𝑥𝐻𝑦𝑂𝑧 + 𝛼 𝑂2 + 3,76𝑁2 → 𝑛𝐶𝑂2𝐶𝑂2 + 𝑛𝐻2𝑂𝐻2𝑂 + 𝑛𝑁2
𝑁2
[8]
[10]
[9]
43
Onde α corresponde ao número de moles de oxigênio da relação
estequiométrica; nCO 2, nH2Oe nN2
corresponde aos números de mols de CO2, H2O e
N2, respectivamente.
Realizando-se os balanços atômicos de C, H , O e N, obtém o número de
moles de oxigênio (α) necessário para a combustão completa, que é dado por:
𝛼 = 𝑥 + 𝑦
4−𝑧
2
Conforme citado por Moreira (2000), o processo rápido de oxidação química,
as variações da mistura ar-combustível dentro da câmara de combustão e as
rápidas variações de temperatura não permitem que o equilíbrio termodinâmico seja
atingido, ocorrendo então uma combustão incompleta.
Como resultado da combustão incompleta, O2, CO e NOx estarão também
presentes nos produtos da combustão. A presença de NOx é proveniente da reação
do nitrogênio do ar contido na mistura reagindo com o oxigênio em elevadíssimas
temperaturas durante a combustão. Destaca-se que o nitrogênio presente nos
combustíveis fósseis também gera NOx, mas em quantidades desprezíveis (SOUZA
JUNIOR, 2009).
Moreira (2000) aponta que o NO gerado numa reação de combustão
incompleta representa mais de 90% de todo o NOx presente nos produtos. Dessa
forma, pode-se considerar a equação da combustão incompleta como sendo dada
por:
𝐶𝑥𝐻𝑦𝑂𝑧 + 𝛽𝛼 𝑂2 + 3,76𝑁2 → 𝑛𝐶𝑂2𝐶𝑂2 + 𝑛𝐻2𝑂𝐻2𝑂 + 𝑛𝑁2
𝑁2 + 𝑛𝑂2𝑂2 + 𝑛𝐶𝑂𝐶𝑂 + 𝑛𝑁𝑂𝑁𝑂
Onde 𝛽 corresponde ao coeficiente de excesso de ar; 𝑛𝑂2, 𝑛𝐶𝑂 e 𝑛𝑁𝑂
corresponde aos números de mols de O2, CO e NO, respectivamente.
[11]
[12]
44
3. METODOLOGIA
As pesquisas mais atuais apontam as correlações desenvolvidas por Assanis
et al. (2003) e Watson, Pilley e Marzouk (1980), como as mais apropriadas para
estimar o atraso de ignição em motores diesel. Ambas as correlações são bastante
similares, sendo baseadas em dados de pressão e temperatura; no entanto, a
correlação de Assanis et al. considera ainda a razão de equivalência como um
parâmetro variável, enquanto que na correlação de Watson, Pilley e Marzouk esse
parâmetro está fixado em 0,116.
Ambas as correlações foram obtidas para o combustível diesel puro e sua
aplicação em estimativas de atraso para o biodiesel, o qual em comparação com o
combustível diesel tem importantes diferenças na composição química, viscosidade
e densidade, pode não ser muito coesa.
Muitas pesquisas vêm utilizando a correlação proposta por Harderberg e
Hase para simular o atraso de ignição no processo de combustão, seja para o
combustível diesel ou para os biocombustíveis. (SOUZA JUNIOR, 2009; HAUCK,
2010; BUENO, 2011). Esta correlação considera vários parâmetros, como índice de
cetano, temperatura, pressão, velocidade média do pistão e energia de ativação.
Dessa forma, para análise desse trabalho o atraso de ignição foi calculado a
partir desses três modelos (Assanis et al; Watson, Pilley e Marzouk; Hardenberg e
Hase). A fim de simplificar as denominações as correlações desenvolvidas por
Assanis et al. (2003) e Watson, Pilley e Marzouk (1980), serão denominadas neste
trabalho, abreviadamente, como correlação de Assanis e Watson, respectivamente.
As três correlações em análise nesta pesquisa encontram-se detalhadas a
seguir.
45
Correlação de Watson
Pela correlação de Watson, o atraso de ignição pode ser calculado conforme
Equação 13, onde p e T são pressão e temperatura no interior do cilindro, Ea é
energia de ativação e R é a constante universal dos gases.
tid1(ms) = 3.45p−1.02exp Ea
R × T
Correlação de Assanis
A correlação proposta por Assanis é função da razão de equivalência (Φ),
pressão (p) e temperatura (T) no interior do cilindro e energia de ativação
(Ea) conforme Equação 14.
tid2 (ms) = 2.4Φ−0,2
p−1.02exp Ea
R × T
Correlação de Hardenberg e Hase
A correlação de Hardenberg e Hase, conforme Equação 15 considera a
constante universal dos gases (R), a velocidade média do pistão (Sp), a energia de
ativação (Ea), a temperatura (T) e pressão (p), obtidos no Ponto Morto Superior
(PMS) (HEYWOOD, 1988).
tid 3 Δθ = 0,36 + 0,22 × Sp . e Ea
1R.T
−1
17190
21,2P−12,4
0,63
A energia de ativação, energia mínima que os reagentes precisam para que se inicie
a reação química, é um parâmetro difícil de ser estimado. Heywood (1988)
apresenta uma estimativa, função do número de cetano do combustível, conforme
Equação 16:
Ea = 618840
NC + 25
[13]
[14]
[15]
[16]
46
Conforme apresentado por SOUZA JUNIOR (2009), através de uma
transformação de coordenadas, o atraso da ignição em milisegundos é dado por:
τid ms =τid Δθ
0,006 × Rotação (rpm)
Sabendo-se em que ângulo antes do PMS é feita a injeção (ϴii) e o valor do
atraso da ignição em graus, pode-se determinar o ângulo de início da combustão
(ϴic) (SOUZA JUNIOR, 2009):
𝛳𝑖𝑐 = θ𝑖𝑖 + tid Δθ
Valores de pressão e temperatura no interior do cilindro a ser utilizados nos
modelos de correlação podem ser estimados utilizando-se um modelo politrópico
para o processo de compressão (HEYWOOD, 1988; LAKSHMINARAYANAN;
AGHAV, 2009), onde:
𝑝 = 𝑝𝑖 × 𝑟𝑒𝑓𝑐
𝑇 = 𝑇𝑖 × 𝑟𝑒𝑓𝑐−1
Onde Ti e pi são a temperatura e pressão na admissão, respectivamente; c é o
expoente politrópico e ref é a taxa de compressão efetiva.
A constante politrópica e a razão de compressão efetiva podem ser obtidas a
partir das seguintes equações, respectivamente (LAKSHMINARAYANAN; AGHAV,
2009):
𝑐 = 1,4 ×0,4
1,1 × 𝑆𝑃 + 1
𝑟𝑒𝑓 =𝑉𝐷𝑉𝑆𝑂𝐼
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
47
Onde SP é a velocidade média do pistão; VD, o volume deslocado e VSOI, o volume
no início da injeção.
3.1. Dados de entrada
Para o cálculo do atraso de ignição pelas três correlações analisadas, os
dados iniciais necessários foram divididos em quatro grupos, a saber:
Geometria do motor: diâmetro do cilindro (D), relação biela-manivela (BM),
curso do pistão (S), taxa de compressão (r);
Dados iniciais e operacionais do motor: informações de pressão (𝑝𝑖) e
temperatura (𝑇𝑖) no momento do fechamento da válvula de admissão, rotação
do motor, ângulo de início da injeção de combustível (θ𝑖𝑖 );
Combustíveis: número de cetano e fórmula empírica;
Combustão: composição percentual dos gases de descarga.
Dados operacionais e da geometria do motor foram utilizados para a
estimativa da temperatura e pressão no interior no cilindro, a partir do modelo
politrópico de compressão.
O número de cetano dos combustíveis foi necessário para o cálculo da
energia de ativação, parâmetro necessário para cálculo do atraso de ignição nas três
correlações analisadas.
A fórmula empírica e a composição dos gases de descarga foram necessárias
para estimar a razão de equivalência a ser utilizada na correlação proposta por
Assanis et al.
As informações necessárias para as análises a serem realizadas foram
obtidas na dissertação desenvolvida por Souza Junior (2009), titulada “Simulação
termodinâmica de motores diesel utilizando óleo Diesel e biodiesel para verificação
dos parâmetros de desempenho e emissões”.
Souza Junior (2009) desenvolveu e validou um programa simulador de
motores diesel de injeção direta, capaz de utilizar combustíveis com diferentes
composições (diesel ou misturas diesel e biodiesel). Para os ensaios experimentais,
foi utilizado um motor quatro tempos, da marca AGRALE, modelo M95W, o qual
48
possui um cilindro vertical, de injeção direta e Potência Nf (NBR ISO 1585)
17,5CV/12,8kW/3.000rpm.
A Tabela 4 reúne as informações referentes à geometria do motor e dados
operacionais utilizados nas correlações pra determinação do atraso de ignição.
Tabela 4 - Informações sobre a geometria e dados operacionais do motor utilizado nos
ensaios. (Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Diâmetro do cilindro (D) 95 mm
Relação biela-manivela (BM) 3,24
Curso do pistão (S) 105 mm
Taxa de compressão (r) 21:1
Ângulo de início da injeção de combustível (𝛉𝒊𝒊) -17º (17º antes do PMS)
Em seu estudo foram analisadas as mudanças ocorridas em termos de
desempenho do motor e emissões com a utilização de biodiesel de soja em misturas
parciais (B3, B10, B20, B50) em relação a utilização do biodiesel puro (B100).
A Tabela 5 reúne as informações referentes aos combustíveis utilizados na
pesquisa de Souza Junior (2009).
Tabela 5 - Fórmula empírica e número de cetano dos combustíveis. (Adaptado de
SOUZA JUNIOR, 2009)
Combustível Fórmula empírica Número de cetano
B3 C13,2H28,3O0,06 45
B10 C13,7H28,9O0,2 47
B20 C14,4H29,8O0,4 48
B50 C16,5H32,5O 49
B100 C20H37O2 52
49
Curvas de pressão foram simuladas em seis pontos de operação,
correspondente às rotações de 1500, 2000 e 2500 rpm e 25%, 50% e 75% do torque
máximo do motor, o qual foi aferido e resultou em aproximadamente 40 N.m. Os
pontos de operação correspondentes a 1500, 2000 e 2500 rpm foram denominados
por A, B e C, respectivamente; os pontos correspondente à 25%, 50% e 75% do
torque máximo do motor, foram denominados por 1, 2 e 3, respectivamente. As
Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10 reúnem os dados operacionais de temperatura e pressão de
admissão, gases de descarga e consumo de combustível para cada ponto de
operação por tipo de combustível. Souza Junior (2009) corrobora que os gases
provenientes da descarga do motor foram medidos em “base seca”, medição na qual
ocorre a condensação da água para medição dos demais produtos da combustão.
Tabela 6 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B3.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Ponto de operação
Rotação (rpm)
Torque (N.m)
Tadm
(◦C) Padm
(bar) CO2 (%)
CO (%)
O2 (%)
NOx (ppm)
HC (ppm)
Consumo (g/s)
A1 1505 10,1 32 0,88 1,9 0,01 18,7 400 0 0,16
A2 1500 20,1 33 0,89 2,9 0,03 17,1 450 1 0,26
A3 1500 30,2 34 0,89 3,3 0,53 16,4 310 10 0,42
B1 2010 10,0 33 0,90 1,9 0,01 19,1 208 0 0,21
B2 2005 20,1 36 0,91 2,3 0,03 17,7 299 1 0,34
B3 2000 30,1 36 0,92 2,8 0,29 16,8 215 2 0,56
C1 2500 10,1 37 0,94 2,8 0,03 16,8 319 9 0,29
C2 2495 20,1 39 0,94 3,7 0,03 16,4 483 15 0,46
C3 2495 30,2 39 0,93 3,9 0,36 15,8 402 18 0,71
Tabela 7 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B10.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Ponto de operação
Rotação (rpm)
Torque (N.m)
Tadm
(◦C) Padm
(bar) CO2 (%)
CO (%)
O2 (%)
NOx (ppm)
HC (ppm)
Consumo (g/s)
A1 1505 10,1 32 0,86 1,7 0,01 18,7 405 0 0,17
A2 1500 20,1 33 0,87 2,6 0,05 17,0 459 0 0,28
A3 1500 30,2 35 0,89 2,9 0,52 16,2 320 3 0,44
B1 2010 10,0 37 0,91 1,8 0,01 18,7 243 0 0,22
B2 2005 20,1 36 0,90 2,0 0,02 17,5 315 0 0,35
B3 2000 30,1 36 0,92 2,7 0,27 16,6 229 1 0,60
C1 2500 10,1 35 0,93 2,6 0,01 16,6 316 7 0,29
C2 2495 20,1 34 0,93 3,0 0,02 16,0 475 8 0,47
C3 2495 30,2 36 0,94 3,5 0,29 15,5 425 10 0,70
50
Tabela 8 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B20.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Ponto de operação
Rotação (rpm)
Torque (N.m)
Tadm
(◦C) Padm
(bar) CO2 (%)
CO (%)
O2 (%)
NOx (ppm)
HC (ppm)
Consumo (g/s)
A1 1505 10,1 37 0,87 1,8 0,01 18,4 450 0 0,15
A2 1500 20,1 36 0,88 2,7 0,05 17,0 541 1 0,26
A3 1500 30,2 38 0,88 3,1 0,50 16,0 390 5 0,43
B1 2010 10,0 36 0,91 1,9 0,01 18,1 272 0 0,22
B2 2005 20,1 36 0,90 2,1 0,02 17,4 330 1 0,34
B3 2000 30,1 37 0,91 2,7 0,25 16,6 252 1 0,55
C1 2500 10,1 33 0,93 2,8 0,03 16,5 311 8 0,30
C2 2495 20,1 35 0,92 3,4 0,03 15,9 509 10 0,45
C3 2495 30,2 37 0,92 3,5 0,25 15,5 454 11 0,69
Tabela 9 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B50.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Ponto de operação
Rotação (rpm)
Torque (N.m)
Tadm
(◦C) Padm
(bar) CO2 (%)
CO (%)
O2 (%)
NOx (ppm)
HC (ppm)
Consumo (g/s)
A1 1505 10,1 37 0,88 1,7 0,01 18,4 474 0 0,16
A2 1500 20,1 37 0,86 2,8 0,08 17,0 534 1 0,27
A3 1500 30,2 38 0,87 3,2 0,52 15,8 416 6 0,45
B1 2010 10,0 37 0,91 1,8 0,01 18,0 288 0 0,23
B2 2005 20,1 36 0,90 2,0 0,01 17,2 366 1 0,34
B3 2000 30,1 36 0,91 2,3 0,24 16,5 265 1 0,56
C1 2500 10,1 34 0,93 2,7 0,02 16,3 342 9 0,30
C2 2495 20,1 35 0,94 3,4 0,03 15,9 515 10 0,46
C3 2495 30,2 37 0,93 3,3 0,25 15,2 462 12 0,74
Tabela 10 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B100.
(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)
Ponto de operação
Rotação (rpm)
Torque (N.m)
Tadm
(◦C) Padm
(bar) CO2 (%)
CO (%)
O2 (%)
NOx (ppm)
HC (ppm)
Consumo (g/s)
A1 1505 10,1 37 0,86 1,7 0,01 18,4 524 0 0,18
A2 1500 20,1 37 0,87 2,8 0,04 16,8 582 1 0,28
A3 1500 30,2 38 0,87 3,2 0,50 15,7 466 8 0,48
B1 2010 10,0 37 0,89 1,8 0,01 18,0 324 0 0,25
B2 2005 20,1 36 0,91 2,2 0,02 17,0 475 1 0,37
B3 2000 30,1 36 0,90 2,6 0,23 15,9 362 2 0,62
C1 2500 10,1 34 0,93 2,8 0,01 16,3 401 9 0,33
C2 2495 20,1 35 0,94 3,5 0,01 15,8 616 13 0,50
C3 2495 30,2 37 0,93 3,5 0,26 15,2 488 15 0,79
51
3.2. Procedimento de análise
A primeira análise realizada correspondeu à avaliação do atraso de ignição
para as misturas parciais (B3, B10, B20, B50) em relação a utilização do biodiesel
puro (B100), através dos modelos de Watson e Handenberg e Hase. Para tanto,
considerou-se temperatura e pressão de admissão com valores de 25ºC e 1 bar,
respectivamente, e calculou-se os atrasos de ignição nas rotações de 1500, 2000 e
2500 rpm.
A fim de avaliar a influência dos fatores físicos no atraso de ignição, em uma
segunda análise, variaram-se os parâmetros de temperatura e pressão de admissão
do ar.
No que tange à análise do fator físico temperatura, para uma rotação de 2000
rpm e 1 pressão de admissão de 1 bar, calculou-se os novos valores de atraso
considerando temperaturas de admissão de 20ºC e 30ºC.
No que tange à análise do fator físico pressão de admissão, para uma rotação
de 2000 rpm e temperatura de 25ºC, calculou-se os novos valores de atraso
considerando pressão de 0,95 bar e 1,01 bar.
Por fim, considerando-se uma temperatura e pressão de admissão com
valores de 25ºC e 1 bar, respectivamente, e rotação de 2000 rpm, valores de atraso
foram calculados pela correlação de Assanis, considerando uma razão de
equivalência de 0,114, 0,120 e 0,116. Através dessa análise, esperou-se analisar a
sensibilidade do modelo de atraso em relação à razão de equivalência.
A terceira análise realizada correspondeu à comparação dos valores de
atraso de ignição calculados pelos modelos teóricos em relação aos dados
experimentais.
Para ser realizada essa comparação, o cálculo pelos modelos teóricos
considerou os dados operacionais de temperatura e pressão de admissão e gases
de descarga para cada ponto de operação e tipo de combustível, conforme
apresentado por Souza Junior (2009) nas Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10. Para estimativa da
razão de equivalência a ser utilizada na correlação de Assanis foi considerada a
equação incompleta da combustão e informações sobre a massa de ar e
combustíveis medidas por ciclo presentes na simulação termodinâmica do motor
diesel, realizada por Souza Junior (2009).
52
Dados experimentais das curvas de pressão foram obtidos diretamente com
Souza Junior (2009) para utilização nessa análise. Conhecido o ângulo de injeção
do combustível (17º antes do PMS), o ângulo de início da combustão foi obtido a
partir da curva de pressão e diagrama log P x log V. A partir da curva de pressão
pôde-se especificar o início da combustão pelo ponto em que a pressão aumentou
subitamente. Este ponto foi verificado novamente usando o diagrama log P x log V,
já que, sabendo-se que o processo de compressão é politrópico, tomando-se o
logaritmo de pressão e volume tem-se que o processo de compressão será linear
nesta curva e o início do ponto de ignição será o ponto final dessa linha. Ressalta-se
também que a inclinação dessa linha é o índice politrópico. Dessa forma, pôde-se
confrontar também os índices politrópicos calculados teoricamente pelo modelo
politrópico de compressão com os apresentados experimentalmente.
53
4. RESULTADOS E DISCUSSOES
A avaliação do atraso de ignição para os combustíveis, ao se utilizar os
modelos de Hardenberg e Hase e Watson, nas rotações de 1.500, 2.000 e 2.500
rpm, à 25ºC e 1 bar, resultaram nas Figuras 6 e 7 a seguir.
Figura 6 – Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Hardenberg e
Hase, à 25ºC e 1 bar.
Figura 7 - Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Watson, à 25ºC e
1 bar.
0,3
0,32
0,34
0,36
0,38
0,4
0,42
0,44
0,46
0,48
0,5
0,52
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
2500 rpm
2000 rpm
1500 rpm
0,3
0,32
0,34
0,36
0,38
0,4
0,42
0,44
0,46
0,48
0,5
0,52
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
2500 rpm
2000 rpm
1500 rpm
54
Como esperado, a utilização do biodiesel no combustível, o qual eleva o NC
da mistura, reduziu o tempo de atraso de ignição em todas as rotações. Essa
redução se eleva ao se aumentar a concentração de biodiesel no combustível.
Pela correlação de Hardenberg e Hase, tomando o atraso de ignição para o
combustível B3 como de referência, houve uma redução média de 2,23%, 3,43%,
5,56% e 8,78% para os combustíveis B10, B20, B50 e B100, respectivamente. Ainda
tomando o atraso de ignição para o combustível B3 como referência, pela correlação
de Watson houve uma redução média de 3,19%, 4,88%, 7,88% e 12,36% para os
combustíveis B10, B20, B50 e B100, respectivamente.
Devido às características e ajustes de obtenção da fórmula teórica de cada
modelo de correlação, foram encontrados diferentes valores de atraso por tipo de
combustível e velocidade de rotação. Pelas Figuras 6 e 7 pode-se observar que à
1500 rpm, o modelo de Hardenberg/Hase resultou em valores superiores de atraso
em relação ao modelo de Watson. À 2000 rpm, o modelo de Hardenberg/Hase
apresentou valores inferiores de atraso para os combustíveis B3 e B10. À 2500 rpm,
o modelo de Watson apresentou valores superiores aos encontrados pelo modelo de
Hardenberg/Hase para todos os combustíveis.
Ao se aumentar a rotação foi observada uma redução do atraso de ignição,
visto que o aumento da velocidade faz com que as perdas de temperatura durante a
compressão diminuam, resultando assim em um aumento na temperatura e a
pressão do ar. Tomando-se a rotação de 1500 rpm como referência, pela correlação
de Hardenberg e Hase (Figura 6) foram encontrados, em média, uma redução de
13,7% e 21,1%, para as rotações de 2000 rpm e 2500 rpm. Pela correlação de
Watson (Figura 7), ainda considerando-se a rotação de 1500 rpm como referência,
os valores de atraso reduziram em média 7,7% e 12,3%, respectivamente para as
rotações de 2000 rpm e 2500 rpm. Foi observado que essas variações no atraso
diminuíram, ligeiramente, ao se aumentar o teor de biodiesel no combustível.
Em relação ao fator físico temperatura de admissão do ar, ao se reduzir a
temperatura de 25ºC para 20ºC aumentou-se os valores encontrados para o atraso
de ignição em torno de 2,5%. Em contrapartida, ao se aumentar a temperatura de
admissão do ar de 25ºC para 30ºC, houve uma redução, em média, de 2,35% nos
valores de atraso de ignição encontrados por ambas as correlações. Esses
resultados são justificados pelo fato de que o aumento da temperatura de admissão
55
do ar produz um aumento na temperatura do ar comprimido, melhorando a
vaporização do combustível, diminuindo assim o atraso de ignição. As Figuras 8, 9,
e 10 apresentam o atraso de ignição por combustível, para as temperaturas de 20ºC,
25ºC e 30ºC, calculados pelas correlações de Hardenberg/Hase e Watson.
Figura 8 - Atraso de ignição à 20ºC, 1 bar e 2000 rpm.
Figura 9 - Atraso de ignição à 25ºC, 1 bar e 2000 rpm.
Figura 10 - Atraso de ignição à 30ºC, 1 bar e 2000 rpm.
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
0,47
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
Hardenberg/Hase
Watson
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
0,47
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
Hardenberg/Hase
Watson
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
0,47
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
Hardenberg/Hase
Watson
56
Em relação ao fator físico pressão de admissão do ar, considerando o atraso
de ignição à 25ºC e 1 bar como referência (Figura 9), ao se reduzir a pressão para
0,95 bar, aumentou-se os valores encontrados para o atraso de ignição em torno de
2,9%. Em contrapartida, ao se aumentar a pressão de admissão do ar de 1 bar para
1,01 bar, houve uma redução, em média, de 3,4% nos valores de atraso de ignição
encontrados por ambas as correlações. Justificam-se esses resultados pelo fato de
que o aumento da pressão de admissão do ar produz um aumento na temperatura e
pressão do ar comprimido, melhorando a vaporização do combustível e diminuindo
assim o atraso de ignição. As Figuras 11 e 12 apresentam o atraso de ignição por
combustível, para as pressões de 0,95 bar e 1,01 bar, calculados pelas correlações
de Hardenberg/Hase e Watson.
Figura 11 - Atraso de ignição à 25ºC, 0,95 bar e 2000 rpm.
Figura 12 - Atraso de ignição à 25ºC, 1,01 bar e 2000 rpm.
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
0,47
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
Hardenberg/Hase
Watson
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
0,47
B3 B10 B20 B50 B100
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Combustível
Hardenberg/Hase
Watson
57
Em relação à análise da influência da razão de equivalência na correlação de
Assanis, foi observado que ao se reduzir a razão de 0,116 para 0,114 (redução de
1,7%) resultou em um aumento de 0,35% no valor de atraso; ao se aumentar a
razão de equivalência de 0,116 para 0,120 (aumento de 3,45%) houve uma redução
de aproximadamente 0,68% nos valores de atraso. Pode-se inferir que com o
aumento da relação ar-combustível (mistura mais pobre) as temperaturas de
combustão são reduzidas, aumentando o período de atraso; por outro lado, em
misturas mais ricas a temperatura de combustão aumenta e, conseqüentemente, há
uma redução no período de atraso.
A terceira análise realizada correspondeu à comparação dos valores de
atraso de ignição calculados pelos modelos teóricos em relação aos dados
experimentais. Para ser realizada essa comparação, o cálculo pelos modelos
teóricos considerou os dados operacionais de temperatura e pressão de admissão
para cada ponto de operação e tipo de combustível, conforme apresentado por
Souza Junior (2009) nas Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10.
As Figuras de 15 a 19 apresentam os valores de atraso, em milissegundos,
obtidos para cada combustível, nos seis pontos de operação, pelas três correlações
analisadas.
Figura 13 - Atraso de ignição teórico para o combustível B3.
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Ponto de operação
Assanis
Watson
Hardenberg/Hase
58
Figura 14 - Atraso de ignição teórico para o combustível B10.
Figura 15 - Atraso de ignição teórico para o combustível B20.
Figura 16 - Atraso de ignição teórico para o combustível B50.
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Ponto de operação
Assanis
Watson
Hardenberg
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Ponto de operação
Assanis
Watson
Hardenberg
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Ponto de operação
Assanis
Watson
Hardenberg
59
Figura 17 - Atraso de ignição teórico para o combustível B100.
Pelas Figuras 15 a 19, pode-se observar uma semelhança no comportamento
dos modelos de Watson e Hardenberg/Hase. Além disso, para todos os
combustíveis o modelo de Hardenberg/Hase apresentou os maiores valores de
atraso quando o motor estava nos pontos de operação A1, A2 e A3; nos pontos B1,
B2 e B3, os modelos apresentaram poucas variações nos resultados; nos pontos
C1,C2 e C3 os valores encontrados pelo modelo de Watson foram superiores aos
encontrados pelo modelo de Hardenberg/Hase.
A correlação de Assanis parece retratar com maior coerência a diferença nos
valores de atraso ao se variar a carga do motor, já que é a única que considera a
razão de equivalência (e a relação ar-combustível) como um parâmetro de entrada
variável. Como esperado, com o aumento da carga houve uma redução no período
de atraso.
Valores de atraso de ignição reais para cada condição de operação foram
obtidos a partir dos dados experimentais de pressão por ângulo de manivela,
fornecidos por Souza Junior (2009). Conhecido o ângulo de injeção do combustível
(17º antes do PMS), o ângulo de início da combustão foi obtido a partir da curva de
pressão e diagrama log P x log V. A partir da curva de pressão pôde-se especificar o
início da combustão pelo ponto em que a pressão aumenta subitamente. Este ponto
foi verificado novamente usando o diagrama log P x log V, já que, sabendo-se que o
processo de compressão é politrópico, tomando-se o logaritmo de pressão e volume
tem-se que o processo de compressão será linear nesta curva e o início do ponto de
ignição será o ponto final dessa linha. Curvas de pressão e diagramas log P x log V
0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(m
s)
Ponto de operação
Assanis
Watson
Hardenberg
60
que foram utilizadas para determinação do ângulo de retardo de ignição
experimental em cada condição de operação, encontram-se no Apêndice I.
As Tabela 11 e 12 apresentam o ângulo de retardo de ignição, em graus e
milissegundos, respectivamente, para cada combustível por ponto de operação.
Tabela 11 - Ângulo de retardo de ignição, em graus, para cada combustível por
ponto de operação.
Ponto de operação
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Co
mb
ustí
ve
l
B3 7 5 5 10 7 5 11 9 7
B10 8 7 6 9 7 6 11 9 8
B20 8 6 5 10 7 6 12 8 8
B50 7 6 5 10 7 6 11 9 8
B100 6 6 5 10 7 6 10 8 7
Tabela 12 - - Ângulo de retardo de ignição, em milissegundos, para cada
combustível por ponto de operação.
Ponto de operação
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Co
mb
ustí
ve
l B3 0,78 0,56 0,56 0,83 0,58 0,42 0,73 0,60 0,47
B10 0,89 0,78 0,67 0,75 0,58 0,50 0,73 0,60 0,53
B20 0,89 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,80 0,53 0,53
B50 0,78 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,73 0,60 0,53
B100 0,67 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,67 0,53 0,47
Observa-se pela Tabela 11 que combustíveis com maiores teores de biodiesel
não obtiveram significativas reduções no ângulo de atraso, resultado que não era
esperado devido ao maior número de cetano dos combustíveis com biodiesel.
Conforme Tabela 2, BUENO (2003) chegou a encontrar reduções de 0,1º e 0,2º no
ângulo de retardo ao se utilizar uma mistura B20 ao invés de óleo diesel. Dessa
forma, pode-se inferir que a metodologia utilizada para determinação do ângulo do
início da combustão pode não ter sido muito precisa, já que a precisão da análise da
curva de pressão foi de 1º em 1º.
Pela Tabela 12, observa-se que o aumento da velocidade não reduziu o
atraso de ignição em algumas condições. Por exemplo, estando o motor operando
no ponto C3 foram encontrados maiores valores de rotação que os observados no
61
ponto B3 para os combustíveis B3, B10, B20 e B50. Esse resultado não era
esperado, visto que com o aumento da velocidade faz com que as perdas de
temperatura durante a compressão diminuam, resultando assim em um aumento na
temperatura e a pressão do ar, e conseqüentemente na redução do atraso de
ignição. No entanto, resultados semelhantes aos observados nesta pesquisa foram
também encontrados por Bueno (2003), onde os maiores valores de ângulo de
retardo foram obtidos estando com o motor operando a 2600 rpm e 60% da carga
(Tabela 2).
Os combustíveis nos pontos de operação A1, B1 e C1, onde o motor operou
em 25% do torque máximo, obtiveram os maiores ângulos de retardo da ignição,
conforme Tabela 11 e 12 Justificam-se esses valores pela baixa carga, já que sendo
o motor aspirado (quantidade de ar usada por ciclo praticamente constante) ocorre a
combustão de uma mistura mais pobre (elevada relação ar-combustível). Assanis et
al. (2003), conforme Figura 3, também encontrou altos valores de ângulo de retardo
ao se trabalhar com motores em elevadas rotações e baixa carga.
As Figuras 18 a 22 apresentam o comparativo entre o ângulo de retardo
determinado experimentalmente e os obtidos pelos modelos de correlações para
cada combustível.
Figura 18 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B3.
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg/Hase
62
Figura 19 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B10.
Figura 20 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B20.
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
63
Figura 21 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B50.
Figura 22 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B100.
Como observado para todos os combustíveis pelas Figuras 18 a 22,
aparentemente nenhum dos três modelos de correlação apresentou de forma
precisa o comportamento observado experimentalmente. Foi notado que os valores
encontrados experimentalmente estavam em um patamar mais elevado de atraso.
Analisando a metodologia utilizada para estimativa de pressão e temperatura
no interior do cilindro, sugerida por Lakshminarayanan e Aghav (2009) e Heywood
(1988), pôde-se inferir que um parâmetro contribuiu para a discrepância entre o
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
3
4
5
6
7
8
9
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11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
64
ângulo de retardo calculado pelos modelos teóricos em relação ao ângulo de retardo
avaliado experimentalmente. Esse parâmetro foi a constante politrópica.
Ao se comparar os valores estimados em função da velocidade do pistão (e
conseqüentemente função da rotação do motor) com os valores obtidos
experimentalmente (inclinação da curva de compressão), foi notado que os valores
obtidos a partir do modelo politrópico sugerido por Lakshminarayanan e Aghav
(2009) foram superiores aos obtidos experimentalmente. A Tabela 13 apresenta os
valores da constante politrópica obtida pelo modelo politrópico enquanto a Tabela 14
apresenta os valores da constante politrópica obtida experimentalmente em cada
ponto de operação.
Tabela 13 – Constante politrópica obtida pelo modelo politrópico de compressão.
Rotação do motor (rpm)
Constante politrópica
1500 1,341
2000 1,354
2500 1,362
Tabela 14 - Constante politrópica obtida experimentalmente pela curva log V x log P.
Combustível
B3 B10 B20 B50 B100
Po
nto
de
op
era
çã
o A1 1,312 1,309 1,301 1,306 1,320
A2 1,316 1,310 1,317 1,310 1,311
A3 1,312 1,315 1,311 1,314 1,312
B1 1,307 1,312 1,309 1,310 1,307
B2 1,310 1,319 1,296 1,313 1,320
B3 1,309 1,306 1,313 1,300 1,306
C1 1,317 1,308 1,272 1,272 1,293
C2 1,304 1,297 1,307 1,309 1,297
C3 1,309 1,335 1,279 1,296 1,310
Com maiores valores de constante politrópica obtidos pelo modelo politrópico
adotado sugerido, houve um aumento na estimativa da pressão no interior do
cilindro e conseqüentemente uma redução no período de atraso calculados pelos
modelos teóricos.
65
Através dos resultados obtidos experimentalmente (Tabela 14), considerou-se
então um valor médio de 1,307 para a constante politrópica e calculou-se novamente
os valores de atraso pelas correlações teóricas de atraso de ignição.
As Figuras 23 a 27 apresentam o comparativo entre o ângulo de retardo
determinado experimentalmente e os obtidos pelos modelos de correlações para
cada combustível, adotando uma constante politrópica média de 1,307.
Figura 23 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B3.
Figura 24 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B10.
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg/Hase
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6
7
8
9
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A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
66
Figura 25 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B20.
Figura 26 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B50.
3
4
5
6
7
8
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12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
3
4
5
6
7
8
9
10
11
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A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
67
Figura 27 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas
correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B100.
Como observado pelas Figuras 23 a 27, a utilização do valor médio de 1,307
para a constante politrópica no modelo politrópico de compressão, resultou em
estimativas mais precisas de temperatura e pressão no interior no cilindro e,
conseqüentemente, em valores mais próximos dos obtidos experimentalmente.
Ressalta-se que o valor de 1,307 está bem próximo do sugerido por Heywood
(1988), 1,3 (±0,05) para combustíveis convencionais.
Além disso, observa-se que ao se trabalhar com baixas condições de carga
(pontos A1, B1 e C1) a diferença entre os valores obtidos pelos modelos teóricos e
os observados experimentalmente foram mais elevadas. Principalmente nos pontos
B1 e C1, pode-se observar pelas curvas de pressão (Apêndice 1) que há uma
variação no comportamento da pressão; no entanto, a alteração de pressão
suficiente para identificar o início da combustão ocorre em maiores ângulos de
retardo. Nessas condições de baixa carga, existindo uma mistura mais pobre, o
tempo é maior para que ocorra as condições ideais de queima. Nos pontos de
média (50%) e elevada (75%) carga os valores de atraso obtidos pelos modelos
teóricos foram próximos dos valores observados experimentalmente.
As Tabelas 15 a 19 apresentam o erro percentual entre as correlações de
Watson, Assanis e Hardenberg em relação aos valores obtidos experimentalmente
pelas curvas de pressão para cada combustível.
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3
Atr
aso
de
ign
ição
(gr
aus)
Ponto de operação
Experimental (Souza Junior, 2009)
Assanis
Watson
Hardenberg
68
Tabela 15 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e
Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão
para o combustível B3.
Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase
A1 -15,44% -19,34% 0,86%
A2 8,45% 13,03% 26,90%
A3 2,95% 12,58% 26,37%
B1 -27,01% -31,29% -18,56%
B2 4,79% 5,37% 13,34%
B3 27,09% 31,48% 36,77%
C1 -29,54% -23,89% -20,79%
C2 -13,25% -2,60% -0,31%
C3 10,55% 21,07% 23,36%
Variação média -3,49% 0,71% 9,77%
Tabela 16 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberge
Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão
para o combustível B10.
Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase
A1 -30,42% -38,05% -12,07%
A2 -27,00% -23,26% -1,34%
A3 -18,39% -9,22% 7,99%
B1 -20,69% -26,32% -15,62%
B2 5,36% 3,09% 12,23%
B3 10,24% 14,84% 21,67%
C1 -29,07% -25,66% -20,80%
C2 -8,37% -2,50% 1,65%
C3 -2,87% 6,96% 9,84%
Variação média -13,47% -11,12% 0,39%
69
Tabela 17 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e
Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão
para o combustível B20.
Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase
A1 -39,20% -45,98% -21,13%
A2 -14,55% -10,60% 7,60%
A3 -1,69% 6,93% 21,92%
B1 -37,18% -42,35% -29,86%
B2 2,83% 1,23% 10,65%
B3 9,40% 13,74% 21,24%
C1 -44,09% -38,34% -32,30%
C2 0,14% 7,69% 12,08%
C3 -2,65% 6,78% 10,90%
Variação média -14,11% -11,21% 0,12%
Tabela 18 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e
Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão
para o combustível B50.
Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase
A1 -25,43% -33,79% -11,93%
A2 -16,85% -12,39% 7,83%
A3 -4,16% 4,78% 20,96%
B1 -40,42% -48,08% -34,95%
B2 -0,13% -3,42% 5,96%
B3 9,86% 11,13% 19,23%
C1 -35,67% -31,98% -25,98%
C2 -18,28% -9,92% -5,70%
C3 -5,74% 2,42% 6,45%
Variação média -15,20% -13,47% -2,01%
70
Tabela 19 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e
Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão
para o combustível B100.
Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase
A1 -10,09% -18,20% 3,06%
A2 -23,59% -20,00% 0,76%
A3 -9,05% -0,46% 16,75%
B1 -43,88% -52,75% -36,65%
B2 -7,06% -9,15% 1,19%
B3 4,54% 7,26% 16,66%
C1 -30,18% -26,67% -20,24%
C2 -10,75% -3,13% 1,44%
C3 1,91% 9,91% 14,12%
Variação média -14,24% -12,57% -0,32%
Visto que todas as correlações analisadas foram desenvolvidas a partir de
dados experimentais obtidos pela operação dos motores com diesel, variações são
esperadas ao se utilizar essas correlações para estimativas de combustíveis
contendo biodiesel. Pôde-se observar pelas Tabelas 15 a 19 que, com exceção do
combustível B3, a correlação de Hardenberg e Hase foi a que resultou em melhores
estimativas, em termos médios, para o atraso de ignição, seguida da correlação de
Watson e Assanis.
71
5. CONCLUSÕES
O estudo realizado permitiu avaliar o atraso de ignição para cinco combustíveis a
partir de três modelos de correlações: Watson, Assanis, Hardenberg e Hase. Tais
correlações foram desenvolvidos com base em dados experimentais de motores
diesel e sua aplicação em estimativas de atraso para misturas contendo biodiesel
mostraram-se distintas.
A correlação de Hardenberg e Hase, desenvolvida para motor diesel pesado,
utiliza o índice de cetano, temperatura, pressão, velocidade média do pistão e
energia de ativação como variáveis de entrada. Foi desenvolvido como uma fórmula
empírica e um dos fatores que a torna limitada é o fato de não considerar a relação
de equivalência como um parâmetro de entrada, não retratando assim as variações
de atraso que ocorrem ao se alterar a condição de carga do motor. Apesar dessa
limitação, esse modelo de correlação tem sido o mais indicado e completo para se
simular o atraso de ignição no processo de combustão, seja para o combustível
diesel ou para os biocombustíveis em diferentes tipos de motores (já que considera
parâmetros característicos do motor, como velocidade média do pistão) operando
em plena carga.
As correlações de Assanis e Watson, decorrentes da expressão de Arrhenius,
são bastante similares, sendo baseadas em dados de pressão e temperatura; no
entanto, a correlação de Assanis considera ainda a razão de equivalência como um
parâmetro variável, enquanto que na correlação de Watson esse parâmetro está
fixado em 0,116. O diferencial da relação de Assanis é considerar a razão de
equivalência como um parâmetro de entrada retratando assim as variações de
atraso que ocorrem ao se alterar a condição de carga do motor. Por terem uma
menor quantidade de parâmetros de entrada, tais correlações são mais simples,
sendo apontada como as mais indicadas para estimar o atraso de ignição em
motores ao se utilizar diesel. Visto que seus parâmetros foram ajustados baseados
em dados obtidos ao se operar motores com diesel, ambos os modelos de
correlações apresentam-se limitados quando utilizados para estimar o atraso com
misturas contendo biodiesel.
72
5.1. Sugestões para trabalhos futuros
A partir do estudo realizado, sugere-se desenvolver um modelo de correlação
para misturas de biodiesel a partir da equação de Arrhenius, em função da
pressão e temperatura do cilindro e relação de equivalência. A determinação
dos coeficientes ajustáveis (A, n, K) deverá ser realizada a partir de dados
experimentais medidos de forma precisa, podendo ser proposto uma relação
empírica geral para cada tipo de mistura ou ainda obter uma relação genérica,
em função do percentual de biodiesel na mistura.
Sugere-se realizar medições precisas de atraso de ignição (da ordem
decimal) para misturas de combustíveis contendo biodiesel e correlacioná-las
com emissão de poluentes, como NOx, materiais particulados e
hidrocarbonetos.
A fim de validar a determinação do início da combustão a partir da curva log P
x log V, principalmente em condições de baixa carga, sugere-se um estudo
comparativo a partir de outros artifícios, como emissão de luz (onde uma
célula fotoelétrica determina o aparecimento de uma chama) e medição
eletrônica com precisão do ângulo de retardo de ignição.
73
6. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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621-436.047.
76
APÊNDICE I
CURVAS DE PRESSÃO E DIAGRAMAS log P x log V UTILIZADOS PARA
DETERMINAÇÃO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EXPERIMENTAL
77
COMBUSTÍVEL B3
-10; 35,568
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-12; 32,938
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 1500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 1500 rpm e 50% da carga máxima
78
-12; 34,084
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-7; 41,461
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2000 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2000 rpm e 25% da carga máxima
79
-10; 37,357
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-12; 34,239
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curvas de pressão para o combustível B3, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2000 rpm e 75% da carga máxima
80
-6; 42,724
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-8; 42,126
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2500 rpm e 50% da carga máxima
81
-10; 38,958
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2000 rpm e 75% da carga máxima
82
COMBUSTÍVEL B10
-9; 37,277
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-10; 36,263
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 1500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 1500 rpm e 50% da carga máxima
83
-11; 35,539
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-8; 39,61
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 2000 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 2000 rpm e 25% da carga máxima
84
-10; 36,992
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-11; 36,071
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 2000 rpm e 75% da carga máxima
85
-6; 43,115
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-8; 41,346
-10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B3, 2500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B3, 2500 rpm e 50% da carga máxima
86
-9; 40,222
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B10, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B10, 2000 rpm e 75% da carga máxima
87
COMBUSTÍVEL B20
-9; 36,715
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-11; 34,824
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 1500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 1500 rpm e 50% da carga máxima
88
-12; 33,61
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-7; 40,954
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2000 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2000 rpm e 25% da carga máxima
89
-10; 36,712
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-11; 36,029
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2000 rpm e 75% da carga máxima
90
-5; 44,237
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-9; 39,713
-10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2500 rpm e 50% da carga máxima
91
-9; 40,82
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B20, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B20, 2000 rpm e 75% da carga máxima
92
COMBUSTÍVEL B50
-10; 35,237
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-11; 34,267
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 1500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 1500 rpm e 50% da carga máxima
93
-12; 33,862
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-7; 41,244
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2000 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2000 rpm e 25% da carga máxima
94
-10; 36,965
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-11; 36,208
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2000 rpm e 75% da carga máxima
95
-6; 43,402
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-8; 41,641
-10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2500 rpm e 50% da carga máxima
96
-9; 41,12
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B50, 2500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B50, 2500 rpm e 75% da carga máxima
97
COMBUSTÍVEL B100
-11; 33,499
0
10
20
30
40
50
60
70
80
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 1500 rpm e 25% da carga máxima
-11; 34,647
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 1500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 1500 rpm e 50% da carga máxima
98
-12; 33,786
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 1500 rpm e 75% da carga máxima
-7; 41,148
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2000 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2000 rpm e 25% da carga máxima
99
-10; 37,19
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2000 rpm e 50% da carga máxima
-11; 35,791
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2000 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2000 rpm e 75% da carga máxima
100
-7; 41,038
0
10
20
30
40
50
60
70
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2500 rpm e 25% da carga máxima
-9; 39,612
-10
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2500 rpm e 50% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2500 rpm e 50% da carga máxima
101
-10; 38,063
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70
Pre
ssão
(b
ar)
ϴ (graus)
Curva de pressão para o combustível B100, 2500 rpm e 75% da carga máxima
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1
log
P
log V
Diagrama log V x log P para o combustível B100, 2500 rpm e 75% da carga máxima