ALEXANDRE REZENDE
MODELAGEM TÉRMICA DE INJETORES AQUECIDOS PARA
MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA DO CICLO OTTO
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
para obtenção do Título de Mestre Profissional em
Engenharia Automotiva.
Área de Concentração:
Engenharia Automotiva
Orientador:
Prof. Dr. José Roberto Simões-Moreira
São Paulo
2009
2
DEDICATÓRIA
Aos meus pais e à Daniella.
3
AGRADECIMENTOS
Meus sinceros agradecimentos aos colegas da divisão de powertrain da
empresa Continental pela ajuda prestada, pelas informações bem como pelo apoio
financeiro garantido pela diretoria.
Agradeço ao amigo e professor Simões que me orientou, incentivou e me
ajudou a superar alguns momentos difíceis durante a execução desta dissertação.
À todos aqueles que direta ou indiretamente contribuíram para a realização
deste trabalho.
E finalmente à minha família e amigos, que sempre me incentivaram a
superar mais este desafio e pela sua compreensão e paciência pelo tempo que tive
de me dedicar na conclusão deste trabalho.
4
RESUMO
Este trabalho apresenta uma análise de desempenho por meio de um modelamento
térmico, de uma nova tecnologia de sistema de partida a frio para aplicação em
motores de combustão do ciclo Otto utilizando injetores aquecidos por meio de
eletromagnetismo. Este novo método ainda em fase de desenvolvimento, tem como
finalidade permitir a partida a frio em baixas temperaturas de veículos movidos a
etanol ou bicombustíveis, e deve ser oferecido como alternativa para substituir o
sistema utilizado atualmente. Presentemente o sistema de partida a frio utiliza um
reservatório auxiliar de gasolina que, por sua vez, traz alguns inconvenientes para o
usuário do veículo, como apontado neste trabalho.
O estudo baseia-se na teoria de transmissão de calor em regime transitório de
sistema concentrado, sendo que o escopo do trabalho é a transmissão do fluxo de
calor da parede do injetor para o combustível etanol. O objetivo foi de criar um
modelo matemático que tem por finalidade simular as interações entre os diversos
parâmetros envolvidos no processo de aquecimento, tais como a potência de
aquecimento e coeficiente médio de transferência de calor.
Particularmente, obteve-se a curva de aquecimento do combustível em função do
tempo no interior do injetor, um parâmetro importante no processo.
Além disso, o texto apresenta ainda uma revisão do estado da arte e, por fim, uma
análise de sensibilidade de alguns parâmetros e seus resultados com comentários
pertinentes e sugestões de trabalhos futuros.
Palavras-chave:
etanol,
sistema
de
partida
a
eletromagnetismo, injetor aquecido, modelamento térmico.
frio,
aquecimento
por
5
ABSTRACT
This work presents a performance analysis by using a thermal modeling of a new
cold-start system technology designed for Otto cycle combustion engines based on
the electromagnetic heating principle. This new method of cold-start is still in the
development phase and it enables engine cranking at low temperatures in vehicles
fuelled with ethanol or flex-fuel vehicles (FFV). This new system technology should
be available as an alternative to replace the existing system. Currently, the cold-start
system uses an auxiliary gasoline tank, which brings some inconveniences for the
user as mentioned on this work.
The study is based on the lumped heat transfer theory, since the main target is the
heat transfer flux from the internal injector wall to the ethanol fuel. The aim was to
create a mathematical model that takes into consideration all the parameters
involved on the heating process such heating power and average heat transfer
coefficient.
Particularly, an ethanol heating curve inside the injector was obtained, an important
parameter on the process.
Besides, the text presents a state of the art review, and finally, a sensitivity analysis
of some parameters with its results and comments and suggestions for further
studies.
Keywords: ethanol, cold-start system, electromagnetic heating, heated injector,
thermal modeling.
6
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 2.1
Motor e sistema auxiliar de partida a frio com respectivo ponto
de injeção no corpo de borboletas........................................................16
Figura 2.2
Desenho esquemático de um sistema auxiliar de partida a frio
e seus componentes.............................................................................20
Figura 2.3
Componentes do sistema auxiliar de partida a frio...............................22
Figura 2.4
Fluxograma simplificado de ativação do sistema auxiliar de
partida a frio..........................................................................................23
Figura 2.5
Injetor de combustível Deka VII............................................................24
Figura 2.6
Componentes de um injetor..................................................................26
Figura 2.7
Gráfico tensão x vazão de um injetor em função do tempo..................27
Figura 2.8
Geometria dos jatos dos injetores.........................................................29
Figura 2.9
Partida a frio com redução de emissões de HC's quando injetor
opera aquecido.....................................................................................30
Figura 2.10 Injetor aquecido CVSmaxV e seus principais componentes.................31
Figura 2.11 Conector do injetor aquecido CVSmaxV...............................................32
Figura 2.12 Diferença entre os sinais com aquecimento ligado e desligado...........33
Figura 2.13 Princípio de funcionamento por indução...............................................34
Figura 2.14 Desenho esquemático de um arranjo típico de aquecimento
por indução...........................................................................................35
Figura 2.15 Fiat 147 – Primeiro veículo de série movido a etanol no
mercado brasileiro................................................................................37
Figura 2.16 Produção brasileira de etanol (anidro + hidratado)...............................39
Figura 2.17 Veículos Flex-Fuel de alguns fabricantes nacionais.............................41
Figura 2.18 Licenciamento de automóveis e comerciais leves
no Brasil (ciclo Otto)..............................................................................42
Figura 2.19 Sensor de oxigênio (sonda Lambda)....................................................43
Figura 2.20 Sensor de Flex-Fuel de segunda geração............................................44
Figura 2.21 Cálculo de medição e gráfico de correção da constante
dielétrica (ε r ) em funçao do tempo......................................................45
7
Figura 2.22 Esquema eletrônico de funcionamento do FFS....................................46
Figura 2.23
Perfil do sinal de saída do FFS.............................................................46
Figura 2.24 (a) Circuito elétrico básico para medição de impedância
da mistura de combustível. (b) Modelo simples paralelo
RC do transdutor..................................................................................47
Figura 2.25 Fórmula estrutural e modelo espacial do etanol (C2H5OH)...................49
Figura 2.26 Influência da curva de evaporação de um combustível no
comportamento do motor.......................................................................51
Figura 2.27 Percentual de evaporação em função da temperatura de
diferentes misturas de etanol................................................................52
Figura 3.1
Diagrama pressão - entalpia comparativo entre injeção
convencional e injeção com efeito ponto de fulgor...............................57
Figura 3.2
Comparativo do spray durante a injeção com e sem
aquecimento..........................................................................................57
Figura 3.3
Curva de evaporação do etanol com ponto crítico................................58
Figura 3.4
Diagrama pressão x entalpia do etanol.................................................59
Figura 3.5
Relaxamento adiabático do etanol no diagrama P,h............................59
Figura 4.1
Principais dados dimensionais do corpo do injetor...............................61
Figura 4.2
Superfície interna (parede) do corpo do injetor.....................................62
Figura 4.3
Espessura do filme fluido combustível..................................................62
Figura 4.4
Esquema térmico para o sistema parede / etanol com
capacidades térmicas concentradas.....................................................70
Figura 4.5
Histórico da elevação da temperatura do etanol e da
parede do injetor em função do tempo para uma potencia
de 100 W e h = 300W / m 2 K ..................................................................78
Figura 4.6
Planilha com histórico de elevação da temperatura em
função do tempo...................................................................................79
Figura 4.7
Gráfico comparativo de potência de aquecimento aplicada
Ao injetor...............................................................................................80
Figura 4.8
Taxa média de elevação da temperatura em função
da potência...........................................................................................81
Figura 4.9
Gráfico comparativo de resultados com a variação do
coeficiente médio de transferência de calor.........................................82
8
Figura 4.10 Taxa média de elevação da temperatura em função do h . ..................83
Figura 4.11 Descolamento de ∆T = T2 −T 1 em função de h . ....................................84
Figura 4.12 Injetores CVSmaxV montados no motor EA111...................................85
Figura 4.13 Injetores CVSmaxV instrumentados com termopares..........................86
Figura 4.14 Posicionamento dos termopares no elemento aquecedor
do injetor...............................................................................................86
Figura 4.15 Perfil de temperatura do elemento aquecedor......................................87
Figura 4.16 Unidade controladora de aquecimento dos injetores............................87
Figura 4.17 Aquisição de dados para verificação do controle de
acionamento do aquecimento...............................................................88
Figura 4.18 Aquisição de elevação da temperatura do etanol de 5 a 80 °C............89
Figura 4.19 Aquisição de elevação da temperatura do etanol de 0 a 80 °C............90
Figura 4.20 Diagrama proposto de sistema com os injetores e suas
interações.............................................................................................91
Figura 5.1
Simulação de elevação da temperatura para h = 400W / m 2 K . .............92
Figura 5.2
Aquisição de elevação da temperatura do etanol no
Injetor de 0 a 80°C................................................................................93
Figura 5.3
Simulação de elevação da temperatura para h = 170W / m 2 K . ..............94
9
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1
Propriedades físicas do etanol e da gasolina a 20°C...........................50
Tabela 4.1
Propriedades de transporte do etanol a 20°C.......................................64
Tabela 4.3
Valores típicos para o coeficiente de transferência de calor
por convecção......................................................................................82
10
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
A/D
Analógico/Digital
AEAC
Álcool Etílico Anidro Combustível
AEHC
Álcool Etílico Hidratado Combustível
Ah
Ampère-hora
ANFAVEA Associação Nacional dos Fabricantes de Veículos Automotores
ANP
Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis
BNDES
Banco Nacional do Desenvolvimento Econômico e Social
CA
Corrente Alternada
CAN
Controlled Area Network
CC
Corrente Contínua
CHO
Aldeídos
CO2
Dióxido de Carbono
CVSmaxV
Continental Variable Spray Max Volume
ECU
Electronic Control Module
EES
Engineering Equation Solver
Ex
Percentual de Etanol contido na mistura
FFS
Flex-Fuel Sensor
FFV
Flex-Fuel Vehicle
Flex
Flex-Fuel
HC
Hidrocarbonetos
IAA
Instituto do Açúcar e do Álcool
11
INCA
Integrated Calibration and Application Tools
INPM
Instituto Nacional de Pesos e Medidas
OBD
On Board Diagnosis
OH
Hidroxila
ON-OFF
Liga/desliga
PC
Personal Computer
PCM
Power Control Module
RON
Research Octane Number
RVP
Reid Vapor Pressure
SMD
Sauter Mean Diameter
UNICA
União da Indústria de Cana-de-Açúcar
V
Volt
W
Watt
12
LISTA DE SÍMBOLOS
[m2]
Ai
Área da superfície
Bi
Número de Biot
cp
Calor específico a pressão constante
dT
Variação da temperatura [K] durante o intervalo de tempo dt
[s]
Fo
Número de Fourier
[-]
hi
Entalpia do componente
h
Coeficiente de transferência de calor médio
Ki
Valor constante K
ks
Condutividade térmica
L
Comprimento característico
Nu L
Número de Nusselt
[-]
η
Rendimento
[-]
Pi
Pressão do componente
Pelétrica
Potencia elétrica
ρi
Densidade do componente
q ind
Aquecimento por indução
[W]
q mod
Relação entre q ind e ρ i ciVi
[s/K]
Ra
Número de Rayleigh
[-]
Rexterna
Resistência externa
[-]
Rint erna
Resistência interna
[-]
t
Tempo
[s]
[-]
[J/kg.K]
[kJ/kg]
[W/m2.K]
[s/K]
[W/m.K]
[m]
[bar ou kPa]
[W]
[kg/m3]
13
Ti
Temperatura do componente
[K]
Vi
Volume do componente
[m3]
x
Fração de vapor (título)
[-]
SUMÁRIO
LISTA DE ILUSTRAÇÕES ................................................................................................6
LISTA DE TABELAS ..........................................................................................................9
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ..........................................................................9
LISTA DE SÍMBOLOS .....................................................................................................11
SUMÁRIO...........................................................................................................................14
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................................16
1.1 Motivação ........................................................................................................................16
1.2 Objetivos ..........................................................................................................................17
1.3 Desenvolvimento do trabalho .......................................................................................18
2 REVISÃO DA LITERATURA ...........................................................................................19
2.1 Estado da Arte ................................................................................................................19
2.1.1 Principais componentes do sistema auxiliar de partida a frio..............................20
2.2 Injetores de combustível ...............................................................................................24
2.2.1 Definição ......................................................................................................................24
2.2.2 Componentes de um injetor de combustível padrão ............................................25
2.2.3 Princípio de funcionamento de um injetor ..............................................................26
2.2.4 Modos de operação e características......................................................................27
2.2.5 Injetor aquecido CVSmaxV...........................................................................................30
2.2.6 Características do injetor aquecido CVSmaxV .........................................................31
2.3 Princípio do aquecimento por indução .......................................................................34
2.3.1 Introdução ....................................................................................................................34
2.3.2 Funcionamento do aquecimento por indução ........................................................35
2.4 O Etanol como combustível..........................................................................................37
2.4.1 Introdução: histórico do etanol e sua utilização no Brasil ....................................37
2.4.2 O surgimento e funcionamento dos veículos bicombustíveis (flex-fuel) ............41
2.4.2.1 Introdução - veículos bicombustíveis ..................................................................41
2.4.2.2 Veículos bicombustível: princípio de funcionamento e métodos de
reconhecimento do teor de etanol......................................................................................43
2.4.3 Especificação do etanol .............................................................................................49
15
3 CONDUÇÃO DE CALOR EM REGIME TRANSITÓRIO E TERMODINÂMICA DO
PROCESSO DE INJEÇÃO .................................................................................................52
3.1 Sistemas com resistência interna desprezível ..........................................................53
3.2 Efeito do ponto de fulgor ...............................................................................................56
3.2.1 Cálculo da fração da massa de vapor .....................................................................59
4 MODELAMENTO ..............................................................................................................61
4.1 Dados dimensionais do corpo do injetor ....................................................................61
4.1.1 Área da superfície de aquecimento e volume ........................................................61
4.1.2 Espessura do filme fluido de combustível ..............................................................62
4.2 Aplicação da Teoria da Condução de Calor em Regime Transitório de Sistema
Concentrado – Pré-aquecimento .......................................................................................63
4.2.1 Hipóteses simplificadoras ..........................................................................................63
4.2.2 Estimativa do coeficiente médio de transferência de calor por convecção.......63
4.2.3 Cálculo do número de Biot ........................................................................................66
4.3.3 Equacionamento da aplicação da teoria de sistema
concentrado .................68
4.3.4 Análise de sensibilidade do modelamento .............................................................78
4.4 Ensaios no motor ...........................................................................................................85
4.4.1 Metodologia .................................................................................................................85
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES....................................................................................92
6 CONCLUSÕES E TRABALHOS FUTUROS ................................................................95
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................................97
16
1 INTRODUÇÃO
1.1 Motivação
Com a introdução no mercado brasileiro dos veículos equipados com motores
a álcool ou etanol, nos meados da década de 80, um problema surgiu: a partida a
frio em baixas temperaturas. Os veículos movidos a etanol, devido às propriedades
físico-químicas deste combustível, quando expostos a baixas temperaturas tendem
a apresentar dificuldades na partida a frio e necessitam de uma fonte externa de
energia para auxiliar nesta condição. Esta fonte externa normalmente é proveniente
de um tanque auxiliar que contém gasolina a qual é injetada no motor durante o
procedimento de partida a frio do motor.
Este método, porém, apresenta certos inconvenientes para o condutor do
veículo tais como: a constante necessidade de verificação do nível e abastecimento
do reservatório auxiliar de gasolina, o envelhecimento deste volume de gasolina
quando o sistema passa longos períodos sem ser utilizado ocasionando
entupimentos no sistema com conseqüente falha no seu funcionamento, o risco de
explosão em caso de acidentes, além da potencial dificuldade no atendimento às
legislações de emissões mais exigentes que deverão entrar em vigor nos próximos
anos, caso o sistema necessite ser acionado.
Diante deste problema, aliado à necessidade de aperfeiçoamento deste
sistema, tornou-se necessário desenvolver um sistema que fosse capaz de auxiliar
na partida a frio do veículo abastecido somente com etanol a temperatura mínima de
5°C negativos, sem injeção de gasolina adicional.
O etanol, por sua vez, possui baixa pressão de vapor e um alto ponto de
fulgor quando comparado à gasolina, o que dificulta sua vaporização em
determinadas condições de temperatura e pressão atmosféricas. Sendo assim, este
combustível necessita de uma fonte de energia externa, a fim de torná-lo apto a se
inflamar e iniciar a combustão no interior da câmara de combustão. Neste caso, a
solução proposta foi a de aquecer o combustível etanol antes de sua injeção, no
interior do injetor utilizando o princípio de indução.
17
1.2 Objetivos
O trabalho tem como objetivo modelar o sistema de injetores aquecidos por
indução baseados na teoria de transmissão de calor em regime transitório de
sistema concentrado a fim de se criar um modelo matemático que leva em
consideração os parâmetros mais relevantes para o processo de aquecimento do
etanol no interior do injetor.
A fim de se comprovar a confiabilidade deste modelamento, serão realizados
ensaios em amostras de injetores aquecidos montados em um motor real em
câmara fria onde as variáveis mais relevantes do processo tais como tempo
necessário de pré-aquecimento, potência necessária, e coeficiente médio de
transferência de calor poderão ser comparados aos resultados obtidos pelo
modelamento.
Ao final do trabalho, poder-se-á verificar o grau de confiabilidade do
modelamento face aos ensaios e, sendo este representativo, poderá ser utilizado
como uma útil ferramenta para direcionar o desenvolvimento desta tecnologia com
potencial de redução de tempo e custo na construção de amostras, além de auxiliar
no desenvolvimento da arquitetura elétrica veicular uma vez que este leva em
consideração a potência necessária e sua correspondente demanda de energia do
sistema elétrico do veículo em que o sistema poderá ser empregado.
O modelamento poderá ainda ser implementado no algoritmo de software do
sistema de gerenciamento do motor a fim de se estimar a temperatura do etanol em
seu interior uma vez que o aquecimento necessite ser ativado.
18
1.3 Desenvolvimento do trabalho
No capítulo 2 será realizada uma revisão da literatura e estado da arte do
sistema atual de partida a frio com seus componentes e funcionamento. Serão
abordados tópicos relativos à definição dos componentes e características, princípio
de funcionamento do aquecimento por indução – conceitos, o combustível etanol,
histórico e suas propriedades, funcionamento dos veículos de tecnologia
bicombustível, bem como explanação dos diferentes métodos de reconhecimento do
teor de etanol contido na mistura.
No capítulo 3 será apresentada a teoria de transição de calor em regime
transitório de sistema concentrado na qual o modelamento dos injetores será
baseada.
No capítulo 4 serão apresentados alguns importantes tópicos que servirão
como justificativa para o controle dos parâmetros envolvidos no processo bem como
o desenvolvimento matemático do modelamento e por fim uma análise de
sensibilidade do modelamento dos parâmetros mais importantes com comentários.
No capítulo 5 serão apresentados os resultados dos ensaios dos injetores e
comparativo entre os resultados obtidos através das medições e dos resultados
simulados a partir do modelamento e discussões pertinentes.
Finalmente no capítulo 6 serão feitas as conclusões, comentários e sugestões
para trabalhos futuros.
19
2 REVISÃO DA LITERATURA
2.1 Estado da Arte
Atualmente todos os veículos movidos a etanol e de tecnologia flex-fuel
produzidos no Brasil são equipados com sistema auxiliar de partida a frio constituído
pelos seguintes componentes: reservatório de gasolina, bomba auxiliar, válvula
solenóide podendo ser de 2 ou 3 vias e tubulações por onde passa a gasolina que
deverá ser injetada no seu destino final, normalmente posicionados no corpo de
borboletas ou no coletor de admissão. Na figura 2.1 o ponto de injeção de gasolina
está localizado no corpo de borboletas.
Ponto de
injeção
Figura 2.1 – Motor e sistema auxiliar de partida a frio com respectivo ponto
de injeção no corpo de borboletas.
Este sistema auxiliar de partida a frio vem sendo largamente utilizado pelos
fabricantes de veículos nacionais desde meados da década de 80, sem apresentar
significativas melhorias do ponto de vista técnico nem tampouco de confiabilidade ao
longo dos últimos anos, apesar do constante avanço tecnológico dos sistemas de
alimentação de combustível.
20
Após a introdução dos veículos de tecnologia bicombustível, a partir de 2003
seu uso foi ainda mais intensificado e as falhas causadas pelo seu mau
funcionamento tornaram-se uma grande fonte de preocupação dentre os fabricantes
de veículos que abastecem a mercado nacional.
Os maiores inconvenientes do sistema auxiliar de partida a frio são:
•
Envelhecimento do combustível (gasolina) no interior do reservatório
•
Entupimento do furo calibrado no ponto de injeção
•
Necessidade de constante verificação de seu nível por parte dos
usuários (nem todos os modelos possuem indicador de nível)
•
Risco de incêndio em caso de colisão
•
Potencial risco de não atendimento às mais severas legislações de
emissões que deverão entrar em vigor, caso o sistema necessite ser
acionado
2.1.1 Principais componentes do sistema auxiliar de partida a frio
Resevatório
de gasolina
Bomba
adicional
Válvula
Solenóide
Canister
Figura 2.2 – Desenho esquemático de um sistema auxiliar de partida a
frio e seus componentes.
21
Principais componentes do sistema auxiliar de partida a frio:
•
Reservatório auxiliar:
O reservatório auxiliar tem a função de armazenar a gasolina e possui volume
típico de aproximadamente 1 litro de combustível. Normalmente estão
localizados no compartimento do motor, numa região protegida em caso de
acidentes. Na maioria dos casos estes reservatórios não possuem medidor de
nível de combustível.
•
Bomba adicional:
A bomba geralmente é acoplada ao reservatório auxiliar e tem como função
prover combustível que deverá ser injetado no corpo de borboletas ou coletor de
admissão. Este componente é controlado pela PCM (Módulo de Gerenciamento
Eletrônico do Motor) do veículo e sua ativação depende de uma série de
condições conforme demonstrado na figura 2.4.
•
Válvula solenóide:
A válvula solenóide pode ser de 2 ou 3 vias, dependendo da aplicação e do
fabricante, elas têm a função de prover combustível ou interromper sua
passagem dependendo da forma de acionamento. Na variante de 2 vias, uma via
(entrada) é conectada a alimentação (combustível proveniente do reservatório) e
a outra via (saída), é conectada a tubulação por onde o combustível será
injetado. Já na variante de 3 vias, além das conexões de entrada e saída, há
também uma terceira conexão (respiro) normalmente conectada à tubulação de
canister (reservatório de carvão ativado) ou na tubulação de aspiração de ar. O
controle de acionamento desta válvula é realizado pela PCM e sua utilização
depende de uma série de condições conforme demonstrado na figura 2.4. Estas
válvulas normalmente apresentam problemas de falta de estanqueidade que
podem ocasionar falhas no funcionamento do sistema.
22
Figura 2.3 – Componentes do sistema auxiliar de partida a frio.
2.1.2 Funcionamento do sistema auxiliar de partida a frio
Nos meados da década de 80 os veículos movidos a etanol ainda não
dispunham de sistemas de gerenciamento eletrônico do motor, seu sistema de
alimentação era realizado pelo carburador e o acionamento do sistema auxiliar de
partida a frio era feito através de um botão no painel do veículo onde o condutor era
responsável pela ativação do mesmo, o que dependendo das vezes era comum o
condutor “afogar” o motor pelo excesso de combustível injetado durante o
procedimento de partida. Por outro lado, freqüentemente a partida a frio do veículo
era realizada sem sucesso devido ao fato do condutor simplesmente esquecer-se da
ativação do mesmo.
Após a introdução dos sistemas de gerenciamento eletrônico do motor, a
ativação do sistema passou a ser de responsabilidade da (PCM) do veículo, e seu
funcionamento está sujeito ao atendimento de uma série de condições como pode
ser visto no fluxograma simplificado da figura 2.4.
23
TH2O motor <= 16°C
e
% etanol >= 85%
Não
Sim
Ativar sistema
partida a frio
FIM
Figura 2.4 – Fluxograma simplificado de ativação
do sistema auxiliar de partida a frio.
Como podemos verificar no fluxograma da fig. 2.4 o sistema não leva em
consideração o nível do reservatório auxiliar, podendo este ser ativado mesmo
quando esteja vazio, acarretando em falha de funcionamento durante o
procedimento de partida nestas condições. Além disso, é muito comum o fato do
sistema não ser acionado por longos períodos de tempo ocasionando entupimento
das tubulações devido ao envelhecimento do combustível no seu interior. Para o
perfeito funcionamento do sistema, este deve estar sendo constantemente
inspecionado e abastecido, principalmente nas regiões mais frias do país onde o
sistema necessita ser ativado com maior freqüência.
24
2.2 Injetores de combustível
2.2.1 Definição
Um injetor de combustível é um dispositivo eletromecânico de alta velocidade
que, baseado em um sinal de tensão recebido da PCM libera ou interrompe o fluxo
de combustível que passa pela placa de orifícios e alimenta o motor. (Adaptado de
Bosch, 2005).
Essencialmente, os componentes da formação de mistura do motor de um
veículo têm que garantir uma preparação da mistura ar-combustível apropriada para
um sistema em particular, no caso da injeção no coletor de admissão ou no
cabeçote, esta tarefa é realizada pelo injetor de combustível.
Figura 2.5 – Injetor de combustível da família Deka VII.
(Continental, 2009).
25
2.2.2 Componentes de um injetor de combustível padrão
De acordo com Bosch (2005), os injetores de combustível consistem
principalmente de:
- uma carcaça do injetor com bobina magnética e conexão elétrica;
- um assento de válvula com placas de furos e;
- uma válvula de agulha móvel com induzido magnético.
Uma peneira de filtro na entrada do componente protege o injetor de
impurezas, dois anéis o-ring vedam o injetor contra a galeria de combustível e o
coletor de admissão ou cabeçote, dependendo da sua aplicação. No caso de bobina
sem corrente, as molas e a força resultante da pressão do combustível pressionam a
agulha do injetor sobre o assento do mesmo e vedam o sistema de alimentação de
combustível.
Quando o injetor é alimentado, a bobina produz um campo magnético. O
induzido é atraído pelo campo magnético, a agulha do injetor se levanta do assento
e o combustível flui através do injetor.
O volume de combustível injetado por unidade de tempo é determinado
principalmente pela pressão do sistema e do diâmetro livre dos orifícios de injeção
na placa. Quando a corrente de excitação é desativada, a agulha do injetor fecha-se
novamente.
26
Figura 2.6 – Componentes de um
Injetor. (Bosch, 2005).
2.2.3 Princípio de funcionamento de um injetor
O módulo de gerenciamento eletrônico do motor (PCM) controla o
comprimento do pulso e o período dependendo da quantidade de combustível
demandada pelo motor, e envia um sinal de tensão para a bobina do injetor. Esta
corrente gerada passa através do injetor e gera um campo magnético que puxa a
agulha para cima, liberando assim a passagem do combustível. Assim que o módulo
de gerenciamento eletrônico do motor interrompe o envio desta tensão, o campo
magnético perde força e a agulha, empurrada pela mola fecha a passagem do fluxo
de combustível.
27
Período
Sinal de tensão
de operação
do injetor controlado
pela ECU do motor
Comp. do pulso
Abertura
Estático
Vazão do
injetor
Fechamento
TA
TF
tempo
Figura 2.7 – Tensão x vazão de um injetor em função do tempo.
(Siemens VDO Automotive, 2006).
O tempo de abertura do injetor é determinado em função da tensão aplicada e
o tempo de fechamento depende das características construtivas da (PCM) levando
em consideração a força da mola e da pressão do fluido sobre o injetor conforme
mostrado no gráfico da figura 2.7.
2.2.4 Modos de operação e características
Segundo o manual de motores de combustão interna (Siemens VDO
Automotive, 2002) os injetores podem ser operados nos seguintes modos:
•
Fluxo estático: esta é a máxima vazão de combustível através do
injetor quando este encontra-se acionado. Ela depende da pressão do
combustível, do diâmetro dos furos na placa de orifícios na saída do
injetor, do tempo da agulha e das propriedades do combustível no qual
o injetor estará operando.
28
•
Fluxo dinâmico: esta é a vazão de combustível através do injetor
quando este está submetido a uma freqüência de largura de pulso on
de 2,5 ms.
•
Fluxo estático ou linear: o fluxo linear é a relação da máxima e mínima
vazão com um máximo de 5% de desvio da linha de linearidade do
injetor. A linha de linearidade do injetor é a linha através da qual a
característica da quantidade injetada de combustível é linear ao tempo
de operação da bobina.
•
Tamanho da gota: o tamanho da gota caracteriza a atomização do
injetor. O tamanho da gota de uma nuvem de gotas é normalmente
indicado pelo diâmetro médio Sauter (SMD) que descreve a relação do
volume médio em relação a uma superfície média medido num
determinado volume delimitado. Adicional ao tamanho médio da gota, a
distribuição do tamanho da gota no jato de injeção possui uma forte
influência nas emissões num motor de combustão interna.
•
Vazamento ou estanqueidade do injetor: em razão das leis de
emissões vigentes, e estas se tornando cada vez mais severas, o fator
estanqueidade do injetor é de extrema importância nas emissões
evaporativas. Uma vez que é difícil determinar a taxa de vazamento
com combustível, esta é realizada com nitrogênio. O vazamento não
deverá exceder 1,5 cm3/min.
Ainda de acordo com o manual de tecnologia automotiva (Bosch, 2005) a
preparação do jato dos injetores, isto é, o formato do jato, o ângulo, e o tamanho das
gotículas, influenciam a formação da mistura ar-combustível. Geometrias específicas
de coletor de admissão e do cabeçote requerem diferentes formas de preparação do
jato. Para poder satisfazer esses requisitos, existem diversas variantes de formação
de jato. A seguir algumas variações mais empregadas:
29
Jato cônico
Através da abertura da placa de furos de injeção saem jatos individuais de
combustível. A soma dos jatos de injeção formam um cone. Jatos cônicos também
podem ser obtidos através de um pino na ponta da agulha do injetor.
Áreas típicas de emprego de válvulas de jato cônico são motores com uma
válvula de admissão por cilindro. O jato cônico é direcionado para a abertura entre o
prato da válvula de admissão e a parede do coletor de admissão.
Jato duplo
A preparação do jato duplo é empregada para motores com duas válvulas de
admissão. As aberturas da placa de furos são dispostas de modo que dois jatos de
combustível saiam da válvula injetora. Cada um desses jatos alimenta uma válvula
de admissão.
Adição de ar
Na válvula com admissão de ar há um aproveitamento da queda de pressão
entre pressão do coletor de admissão e pressão ambiente para melhorar a formação
da mistura. O ar é conduzido para a área de saída da placa de furos de injeção
através de um adaptador de ar adicional. Em uma fenda estreita o ar atinge uma
velocidade muito alta e o combustível é finamente pulverizado na mistura com o ar.
Figura 2.8 – Geometria dos jatos de injetores. (Bosch, 2005).
30
2.2.5 Injetor aquecido CVSmaxV
O injetor aquecido CVSmaxV é baseado na família de injetores Continental
Deka VII, e possui seu princípio de funcionamento análogo ao mesmo, mas no
entanto, possui aquecimento por princípio de indução (eletromagnetismo) no corpo
do injetor que tem por finalidade aquecer o combustível que está em contato com as
paredes internas do mesmo. O calor por sua vez, é transferido da parede interior do
injetor para o combustível por meio de convecção quando o aquecimento por meio
de indução é acionado. O objetivo deste processo é de elevar a temperatura do
combustível a uma temperatura de 120°C para produção de vapor de combustível
no momento da injeção nos dutos de admissão assegurando assim a partida a frio a
temperaturas
abaixo
de
+15°C,
minimizando
ainda
a
emissão
de
HC's
(hidrocarbonetos) durante a fase fria de operação do motor e propiciando uma
melhoria no comportamento de dirigibilidade do veículo quando operado nestas
condições.
Zimmermann et al. (1999), realizaram um estudo com injetores aquecidos
onde constataram uma redução significativa nas emissões de hidrocarbonetos
durante partida a frio, uma vez que o aquecimento do combustível gera um efeito
denominado de ponto de fulgor, e este otimiza a queima do combustível contribuindo
para significativa redução de emissões de HC's. Durante a realização destes ensaios
os autores verificaram que durante os primeiros 20 segundos após a partida do
motor houve uma redução de aproximadamente 21% na emissão destes gases.
Figura 2.9 – Partida a frio com redução de emissões
de HC's quando o injetor opera aquecido.
(Zimmermann et al., 1999).
31
Antes de se iniciar o procedimento de partida, inicia-se o aquecimento do
injetor e esta operação, denominada de pré-aquecimento leva algum tempo
dependendo da temperatura ambiente que se parta e da temperatura objetivo que se
deseja alcançar. O tempo de pré-aquecimento deve ser o menor possível, pois este
pode causar certo incômodo para o condutor.
2.2.6 Características do injetor aquecido CVSmaxV
Figura 2.10 – Injetor aquecido CVSmaxV e seus principais
Componentes. (Siemens VDO Automotive AG, 2007).
Conforme pode ser observado na figura 2.10, a passagem do combustível se
dá entre o corpo do injetor e a agulha e seu aquecimento está condicionado ao
contato entre o combustível e a parede do injetor que é aquecida pelo princípio de
indução, maior detalhamento deste processo será dado na seção 2.3.
A bobina, operada por corrente contínua, gera um campo magnético e puxa a
agulha no sentido ascendente liberando a passagem do fluxo de combustível
através da placa de orifícios e uma vez que a (PCM) interrompe o envio desta
32
tensão, o campo magnético perde força e a agulha, empurrada pela mola fecha a
passagem do fluxo de combustível.
O aquecimento é controlado por um gerador de sinal com controle eletrônico
de temperatura responsável pela ativação do aquecimento no interior dos injetores e
controle de sua temperatura. Uma vez ajustada uma determinada temperatura
desejada, esta central de controle manterá os injetores na temperatura operando
como um sistema de malha fechada, ou closed-loop.
Uma característica do CVSmaxV se dá no fato de um único conector padrão
existente contendo duas vias ser capaz de gerenciar tanto o pulso normal do injetor
quanto seu aquecimento. Isto se faz possível, pois no sinal enviado pela (PCM),
estão contidas as informações para o aquecimento e controle do acionamento do
injetor, via um sinal multiplexado onde o acionamento do injetor é feito por um sinal
de corrente contínua (CC) e o aquecimento é feito por um sinal de corrente alternada
(AC)
em
alta
freqüência,
assim,
seu
acionamento
pode
ser
completamente independente do acionamento do injetor.
Figura 2.11 – Conector do injetor aquecido CVSmaxV.
(Siemens VDO Automotive AG, 2007).
controlado
33
Figura 2.12 – Diferença entre os sinais com aquecimento ligado
e desligado (Siemens VDO Automotive AG, 2007).
34
2.3 Princípio do aquecimento por indução
2.3.1 Introdução
Os princípios básicos de aquecimento por indução vêm sendo utilizados pela
indústria com sucesso desde a década de vinte. Durante a segunda guerra mundial,
a tecnologia foi rapidamente aprimorada com o objetivo de se reduzir os tempos nos
processos de endurecimento de componentes de motores, de uma maneira rápida e
confiável.
A particularidade deste método, quando comparado a outros métodos de
aquecimento é que o mesmo não possui contato físico com a peça que se pretende
aquecer, pois a bobina induz uma corrente elétrica na superfície da peça metálica,
fazendo com que a peça se aqueça devido a circulação de correntes. O processo
também é considerado repetitivo e controlável. (texto adaptado de Induction Heating,
2008).
Neste caso o aquecimento por indução será utilizado para aquecer a parede
metálica do interior do injetor e, conseqüentemente por meio de convecção aquecer
o combustível etanol em contato com as paredes do injetor.
Campo magnético
Corrente induzida na peça
Corrente na bobina
Figura 2.13 – Princípio de aquecimento por indução.
(Induction Heating, 2008).
35
2.3.2 Funcionamento do aquecimento por indução
Quando uma corrente elétrica alternada é aplicada ao primário de um
transformador, um campo magnético é gerado. De acordo com a lei de Faraday, se
o secundário do transformador estiver localizado no interior do campo magnético,
uma corrente elétrica será induzida.
Em um arranjo típico de aquecimento por indução, uma fonte de estado sólido
de alta freqüência envia uma corrente alternada através da bobina, e a peça a ser
aquecida é posicionada no interior da bobina. A bobina é o primário do
transformador e a peça a ser aquecida torna-se o secundário do transformador,
porém em curto-circuito.
Quando uma peça metálica é posicionada no interior da bobina de indução e
submetida a um campo magnético variável, as correntes parasitas ou também
chamadas de correntes de Foucault são induzidas no interior da peça. Conforme
mostrado na figura 2.13 estas correntes fluem contra a resistividade elétrica do
metal, gerando aquecimento preciso e localizado sem nenhum contato direto entre a
peça e a bobina.
A eficiência de um sistema de aquecimento por indução para uma aplicação
específica depende de diversos fatores como: as características da peça, do
desenho da bobina de indução, da capacidade da fonte geradora de energia, e do
grau de mudança de temperatura requerida para aplicação.
Sistema de feed-back
Fonte energia
CA
Geração
calor
Bobina
Peça
Fixação
Figura 2.14 – Desenho esquemático de um arranjo típico de aquecimento por
indução. (adaptado de Induction Heating, 2008).
36
Bastos (2004) menciona no Capítulo de Magnetodinâmica de seu livro que
existem perdas que, em geral, convertem-se em aquecimento. O estudo de perdas
em dispositivos elétricos, embora em alguns casos seja bastante simples, em geral é
complexo e deve ser analisado com cautela. Na realidade, a simplicidade de
avaliação depende muito do grau de precisão desejado. As maiores perdas de
origem elétrica são divididas em dois grupos: perdas no cobre e perdas no ferro. A
perda no cobre é assim chamada, pois em geral, as bobinas de excitação de
dispositivos são feitas com fio de cobre. As perdas no ferro podem ser por correntes
de Foucault1 (efeito Joule), por histerese e também por perdas anômalas ou
excedentes.
Importante é salientar que uma vez que certa potência de indução é
introduzida no modelamento, esta deve ser considerada como potencia útil, ou seja,
o modelamento leva em consideração seu rendimento η elétrico , pois toda potência
disponível será transformada em calor, o que não é verdade, pois boa parte dessa
potência é perdida por dissipação ou outros meios.
Portanto quando o parâmetro potência for introduzido no modelamento, o seu
rendimento deve ser considerado, e esta passa a chamar-se de potência de entrada.
1
(SOFISICA, 2009). Quando um fluxo magnético varia através de uma superfície sólida, e não
apenas delimitada por um condutor, há criação de uma corrente induzida sobre ele como se toda
superfície fosse composta por uma combinação de espiras muito finas justapostas. O nome dado a
estas correntes é em homenagem ao físico e astrônomo francês Jean Bernard Léon Foucault, que foi
quem primeiro mostrou a existência delas.
37
2.4 O Etanol como combustível
2.4.1 Introdução: histórico do etanol e sua utilização no Brasil
O álcool hidratado ou etanol (C2H5OH) é utilizado como combustível desde o
surgimento dos automóveis. No Brasil seu uso teve inicio no final da década de 70,
sendo que o primeiro veículo de série movido a etanol foi o Fiat 147 lançado em
1978 equipado com motor de 1.300 cilindradas.
O etanol é um recurso renovável e pode ser produzido a partir de biomassa
(resíduos agrícolas e florestais). No Brasil ele é produzido a partir da cana-deaçúcar. Nos Estados Unidos, por exemplo, ele é produzido a partir do milho.
Figura 2.15 – Fiat 147 – primeiro veículo
de série movido a etanol do mercado
brasileiro. (Wikipédia, 2009).
Na década de 70, o Programa Nacional do Álcool (Proálcool) foi criado no
Brasil com o objetivo de diminuir a dependência do país do petróleo externo, uma
vez que seus preços subiam em ritmo acelerado e sua forte dependência causava
um grande impacto na economia do país. O objetivo do governo foi de criar uma
fonte de energia renovável, limpa e de baixo custo que poderia ser utilizada como
alternativa na matriz energética de combustível brasileira.
Fischetti e Silva (2008) destacam que o início do desenvolvimento do motor a
etanol foram de responsabilidade do Cel. Sérgio Antonio dos Reis Vale, do físico e
secretário do Ministério da Indústria e do Comércio José Walter Bautista Vidal e pelo
38
engenheiro professor do Instituto Tecnológico da Aeronáutica (ITA) Urbano Ernesto
Stumpf, este último conhecido como o pai do motor a etanol. A decisão de produzir
etanol a partir da cana-de-açúcar, por via fermentativa, foi por causa da baixa nos
preços do açúcar na época. Foram testadas outras alternativas de fonte de matériaprima, como por exemplo a mandioca.
Desde então, o álcool etílico hidratado combustível (AEHC) proveniente da
cana-de-açúcar vem sendo largamente utilizado como combustível pela frota
nacional.
No final da década de 80, quase 95% da frota brasileira era movida a etanol
quando neste período começou a faltar combustível nos postos de abastecimento.
Isto aconteceu devido ao fato dos produtores de cana-de-açúcar dar preferência ao
comércio de açúcar para o mercado europeu em razão da atratividade do preço.
Naquela época, o preço do álcool tornou-se inviável economicamente e os
consumidores passaram a optar por veículos a gasolina, uma vez que seu preço em
função do maior rendimento (autonomia) justificava a escolha.
No entanto, esta situação inverteu-se nos últimos anos devido à introdução
dos veículos de tecnologia bicombustível no mercado brasileiro. A utilização de
etanol no mercado brasileiro tem sido alvo de discussões. A título de exemplo
transcrevo as seguintes opiniões:
“O etanol representa um futuro energético mais seguro para o mundo e o
Brasil aplica a tecnologia com sucesso, contribuindo para a redução das emissões
de gases causadores do efeito estufa. A qualidade do produto brasileiro vem sendo
atestada por estudos independentes de várias entidades do mundo e figura como a
melhor opção comercial aos combustíveis não-renováveis”. (Automotive Business,
2009).
Jenk, (2009) destaca que o programa do etanol é o mais bem-sucedido
modelo de substituição de combustíveis fósseis do mundo, que pode ser replicado e
beneficiar mais de uma centena de países em desenvolvimento, localizados em
regiões tropicais e que cultivam como o Brasil, a cana-de-açúcar.
Presentemente o Proálcool não existe mais, tendo-se encerrado oficialmente
no início dos anos 90 quando o Instituto do Açúcar e do Álcool (IAA) foi extinto e, no
lugar, foram criados a Secretaria de Desenvolvimento Regional da Presidência da
República e o Departamento de Assuntos Sucroalcooleiros. O BNDES (Banco
39
Nacional de Desenvolvimento Econômico e Social) assumiu o papel de financiador
de usinas.
Pouco antes, em 1998, durante o plano econômico chamado Plano Verão, o
governo havia acabado com paridade de preço de 64% entre o etanol e a gasolina,
primeiro passo da desregulamentação do etanol no Brasil. Desde então a produção
de etanol no Brasil vem crescendo ano após ano e sua utilização também. Após a
introdução dos veículos equipados com tecnologia bicombustível, o consumidor não
se viu mais obrigado à utilização de apenas um combustível, vivenciando uma era
mais democrática, pois ele decide no momento do abastecimento dependendo da
região, qual combustível é mais vantajoso do ponto de visto econômico.
A gasolina utilizada no Brasil também possui etanol na sua composição,
desde a década de 30 a gasolina brasileira já é misturada com etanol. A Agência
Nacional do Petróleo (ANP), especifica que o etanol no Brasil é usado também como
aditivo à gasolina (AEAC) álcool etílico anidro combustível na porcentagem de 20%
a 25%. O álcool anidro (sem água), de especificação mínima 99,3° INPM (fixado
pela portaria ANP n.° 36/05) é utilizado para mistura com a gasolina A, especificada
pela Portaria ANP n.° 309/01, para a produção de gasolina tipo C. O teor de etanol é
fixado por decreto presidencial ou por determinação da ANP.
O
álcool
etílico
hidratado
combustível
(AEHC)
quando
isento
de
hidrocarbonetos, apresenta teor alcoólico na faixa de 92,6° a 93,8° INPM (fixado
pela Portaria ANP n.° 36/05).
Bilhões de litros
30
25
20
15
10
5
06
/0
7
08
/0
9*
04
/0
5
02
/0
3
00
/0
1
98
/9
9
96
/9
7
94
/9
5
92
/9
3
90
/9
1
0
Figura 2.16 – Produção brasileira de etanol (anidro + hidratado).
(UNICA, 2009). * Posição 05/09.
40
Segundo dados da União da Indústria de Cana-de-Açúcar (Unica), em 2008 o
setor de cana-de-açúcar registrou faturamento de R$ 45 bilhões com a produção de
560 milhões de toneladas de cana em 450 usinas em todo o País.
A utilização de etanol como combustível possui uma serie de vantagens
quando comparado com outros combustíveis de origem fóssil, pois não só pelo fato
de ser um recurso renovável, mas também mais favorável ao meio ambiente, uma
vez que o ciclo completo do etanol, desde a colheita até o uso final, se comparado
com a gasolina, representa uma significativa redução de até 90% na emissão de
dióxido de carbono (CO2) na atmosfera, um dos principais causadores do efeito
estufa. Segundo dados divulgados no Ethanol Summit (2009), desde os anos 70, o
Brasil deixou de emitir 600 milhões de toneladas de gás carbônico em função do uso
do etanol.
41
2.4.2 O surgimento e funcionamento dos veículos bicombustíveis
(flex-fuel)
2.4.2.1 Introdução - veículos bicombustíveis
Em meados da década de 90 iniciaram-se os primeiros estudos de viabilidade
dos veículos bicombustíveis, ou comumente denominados de flex-fuel. Mas foi
somente no ano de 2003 que o primeiro modelo em série de veículo bicombustível
foi lançado no mercado nacional tornando-se rapidamente um sucesso em vendas.
Figura 2.17 – Veículos flex-fuel de alguns
fabricantes nacionais. (Webmotors, 2009).
Os veículos bicombustíveis disponíveis no mercado brasileiro são equipados
com um motor que pode funcionar com gasolina, etanol ou mistura de ambos em
qualquer proporção sendo a (PCM) dotada de um algoritmo de software especial
capaz de realizar os ajustes necessários nos parâmetros mais relevantes do sistema
a fim de proporcionar um funcionamento adequado para cada situação.
42
No Brasil, as faixas de utilização em função dos combustíveis disponíveis no
mercado variam de gasolina com teor mínimo de etanol de 22% (E22) até etanol
100% (E100). Já nos EUA e Europa esta faixa de utilização vai de gasolina pura
(E0 => 0% etanol) até (E85 => 85% de etanol) em volume na mistura.
Desde seu lançamento em 2003, o consumidor brasileiro adotou o veiculo flex
como alternativa democrática para utilização de combustíveis e sua demanda cresce
em ritmo acelerado.
Jank, (Jornal do Comércio - RS, 2009) estima que os carros modelo
bicombustíveis no Brasil deverão representar 50% da frota nacional em 2012. “E
essa fatia deve subir para 65% em 2015”, acrescenta ele. A participação atual gira
em torno de 28%, com cerca de 7 milhões de unidades de veículos flex.
Dados
da
Anfavea
mostram
que
1.230.994
unidades
de
veículos
bicombustíveis foram comercializados no 1º. semestre de 2009 - o que representa
92% de todos os automóveis e comerciais leves emplacados com motor do ciclo
Otto. Ou ainda, representam 88,3% de todos os veículos emplacados no país. A
média foi de 87,2% ao longo de 2008.
Neste contexto, o Brasil passa a desempenhar um papel importante no
desenvolvimento e utilização em massa da tecnologia bicombustível e deve ser
capaz de exportar esta tecnologia para outros países do mundo, uma vez que esta
desponta como uma das várias alternativas de se reduzir a utilização dos
combustíveis fosseis contribuindo para a melhoria do meio ambiente.
Figura 2.18 – Licenciamento de automóveis e comerciais leves no Brasil
(Ciclo Otto). (Anfavea, 2009).
43
2.4.2.2 Veículos bicombustível: princípio de funcionamento e
métodos de reconhecimento do teor de etanol
Os veículos de tecnologia bicombustível são capazes de operar com etanol,
gasolina ou qualquer mistura destes combustíveis, sendo o sistema de
gerenciamento eletrônico do motor (PCM) o componente responsável pelo ajuste
dos parâmetros de ignição e injeção do motor em função do teor de etanol (Ex)
contido na mistura. Para que o funcionamento do motor aconteça de modo
satisfatório, após um reabastecimento o sistema de gerenciamento eletrônico do
motor (PCM) do veículo deve ser capaz de reconhecer o novo combustível que foi
abastecido e, ajustar os parâmetros mais relevantes, como ignição e mistura dentre
outros, a fim de propiciar um funcionamento adequado ao motor. O reconhecimento
do teor de etanol na mistura pode ser realizado basicamente de duas formas:
•
via sensor de oxigênio (sonda Lambda) => método utilizado atualmente
no Brasil
•
via sensor de etanol (Flex-Fuel Sensor) => método utilizado na
América do Norte / Europa
Figura 2.19 – Sensor de oxigênio (sonda Lambda). (Bosch, 2009).
A tecnologia bicombustível baseada no reconhecimento do teor de etanol por
meio de sensor de oxigênio foi totalmente desenvolvida no Brasil, seu princípio de
reconhecimento do teor de etanol é realizado por meio de uma sonda Lambda
44
instalada no sistema de escapamento do veiculo que é responsável por medir a
quantidade de oxigênio no gás de escape do motor, e enviar estas informações para
o sistema de gerenciamento eletrônico do motor (PCM) que ajustará o mapeamento
de ignição e injeção de combustível de acordo com o percentual de etanol da
mistura. Este método de reconhecimento é denominado de Software Flex-Fuel®, ou
sensor virtual.
Este método, porém, apresenta como grande vantagem seu reduzido custo,
mas, no entanto, apresenta também algumas desvantagens como menor precisão
em relação ao sensor físico de etanol na determinação do teor de etanol, informação
esta de extrema relevância para a determinação da relação estequiométrica arcombustível e ajuste correto dos parâmetros do sistema. Uma vez que este método
é reativo, ou seja, primeiro realiza-se a queima do combustível e posteriormente a
medição da quantidade de oxigênio que passa pela sonda Lambda, este pode
causar certo atraso na determinação da relação estequiométrica uma vez que o
funcionamento da sonda está sujeita a uma serie de condições que devem ser
atendidas como: temperatura mínima de ativação do controle de Lambda (closedloop), janela de temperatura de evaporação dos gases provenientes do cárter de
óleo e válvula de purga do reservatório de carvão ativado (canister), situações nas
quais o sistema não está autorizado a realizar o aprendizado da relação
estequiométrica ar-combustível.
Figura 2.20 – Sensor de Flex-Fuel de segunda geração.
(Continental, 2008).
45
O outro método citado de reconhecimento do percentual de etanol se dá por
meio de um sensor físico de etanol localizado na tubulação de alimentação de
combustível para o motor. Este sensor realiza continuamente a leitura do percentual
de etanol e informa a (PCM). Utilizando o princípio da permissividade relativa que da
gasolina corresponde a ( εr ≈ 2 ) que é diferente do etanol ( εr ≈ 25 ) em função da
quantidade de oxigênio. A gasolina e o etanol também possuem condutividades
distintas. Para garantir uma alta precisão nos resultados são necessárias correções
na temperatura e na condutividade. O combustível flui pela linha de alimentação e
passa pelo sensor que por sua vez está equipado com uma célula de medição onde
o combustível preenche os espaços entre os eletrodos. A permissividade relativa do
combustível, bem como sua capacitância entre os dois eletrodos depende da
relação etanol / gasolina.
Figura 2.21 – Célula de medição e gráfico de correção da constante dielétrica ( εr )
em função da temperatura. (Continental , 2008).
Conforme mostrado no gráfico da figura 2.21, a constante dielétrica ( εr )
indica o percentual de etanol contido no combustível. A eletrônica contida na célula
de medição mede a impedância (Z) através das células dos eletrodos.
Para obtenção da constante dielétrica εr , Z deve ser compensado pela:
•
condutividade do combustível
•
temperatura do combustível
46
Figura 2.22 – Esquema eletrônico de funcionamento do FFS.
(Continental , 2008).
O sensor disponibiliza um sinal pulsado de saída que varia na faixa de
freqüência de 50 – 150 Hz que corresponde ao percentual de etanol (0 – 100%)
respectivamente, numa faixa de temperatura ambiente que pode variar de – 40 a
125°C. Onde:
A corresponde ao tempo on do ciclo (temperatura);
B corresponde ao período do ciclo (teor de etanol);
C é o tempo off do ciclo.
A leitura e atualização do teor de etanol é realizada a cada 225 milisegundos.
Figura 2.23 – Perfil do sinal de saída do FFS.
(Continental , 2008).
47
O sensor possui uma resolução de 0,1% etanol (0,1 Hz) e uma acuracidade
de +/- 5% de erro absoluto para uma faixa de temperatura de combustível de -40 a
95°C. O software apresenta ainda uma diagnose caso a freqüência máxima alcance
um valor muito alto (170 - 190 Hz) indicando erro por se tratar possivelmente de
combustível adulterado.
Rocha e Simões-Moreira (2004) realizaram um trabalho que define um
método para determinação do etanol em misturas de gasolina. O princípio de
reconhecimento do percentual de etanol na mistura se dá através da impedância
elétrica em função da temperatura. Segundo os autores, esta técnica apresenta
como vantagens o rápido tempo de resposta, a repetibilidade dos resultados, ser um
ensaio não-destrutivo e altamente adaptável a uma grande variedade de diferentes
aplicações.
Figura 2.24 – (a) Circuito elétrico básico para medição da impedância da
mistura de combustível. (b) Modelo simples paralelo RC do transdutor
(Rocha e Simões-Moreira, 2004).
O método de reconhecimento do teor de etanol por meio de sensor de etanol
é largamente empregado no mercado norte-americano, onde as leis de emissões
vigentes (OBD II) On Board Diagnose exigem para veículos de tecnologia flex-fuel
(FFV) uma plausibilidade entre o sensor de oxigênio e o sensor de etanol. Além
disso, a utilização deste componente aumenta significativamente a robustez do
sistema como um todo, pois propicia maior precisão no reconhecimento do teor de
etanol que pode ser de extrema importância em algumas situações como troca de
combustível e partida a frio.
48
No Brasil, porém, a utilização deste sensor ainda esbarra em seu custo, visto
que os veículos bicombustíveis projetados e produzidos aqui não permitem o delta
adicional de custo que o sensor agregaria, mas por outro lado, as legislações de
emissões futuras se tornando cada vez mais restritas e com a introdução do (OBD),
esta seja uma questão de tempo para que o sensor seja introduzido nas gerações
futuras de veículos bicombustíveis.
49
2.4.3 Especificação do etanol
Álcoois são compostos de hidrocarbonetos-oxigênio cuja característica
particular é um grupo de OH (hidroxila) na molécula, ao invés de um átomo de
hidrogênio. Eles são a princípio adequados aos motores de combustão por centelha
ou ignição. Porém, são encontradas significativas diferenças em algumas de suas
características em relação a gasolina por exemplo, como: o poder anti-detonante, o
poder calorífico, e a pressão de vapor.
Figura 2.25 – Fórmula estrutural e modelo espacial do etanol C2H5OH
(Wikipedia, 2008).
Uma vantagem particular é o alto poder anti-detonação do etanol, que pode
ser traduzida em maior rendimento do motor uma vez que este possua uma taxa de
compressão adequada. O etanol queima mais rápido que do que a gasolina,
significando que o mapeamento de ignição deve ser otimizado para sua utilização.
Já o seu reduzido poder calorífico pode ser traduzido em maior consumo de
combustível se comparado à gasolina. O seu maior calor de vaporização ocasiona
em resfriamento da câmara de combustão, melhorando o rendimento volumétrico, e
conseqüentemente propiciando maior desempenho. O maior problema do etanol se
comparado com a gasolina se dá no fato de sua pressão de vapor ser muito inferior
ao da gasolina, conforme apresentado na tabela 2.1, o que ocasiona dificuldade de
vaporização em baixas temperaturas e conseqüente problemas de partida a frio a
temperaturas abaixo de +15°C.
50
Tabela 2.1 – Propriedades físicas do etanol e da gasolina a 20°C (van Basshuysen e
Schäfer, 2003).
Dentre as propriedades do etanol citadas na tabela 2.1 o ponto de fulgor, o
ponto de ebulição e a pressão de vapor serão as mais relevantes para este estudo.
O ponto de ebulição ou temperatura de ebulição é a temperatura em que uma
substância passa do estado líquido ao estado gasoso.
O ponto de fulgor ou ponto de inflamação é a temperatura na qual um
combustível liberta vapor ou gás em quantidade suficiente para formar uma mistura
inflamável por uma fonte externa de calor. O ponto de fulgor não é suficiente para
que a combustão seja mantida.
A pressão de vapor é a pressão que aumenta no interior de um recipiente
selado em função da temperatura da evaporação proveniente de um determinado
combustível. Esta influencia (em conjunto com outros critérios de volatilidade)
partidas a frio e a quente, dirigibilidade a frio e perda por evaporação. Para
determinação da pressão de vapor, o método Reid é utilizado (RVP = Reid Vapor
Pressure). A temperatura de teste é de 38°C com uma relação vapor / líquido de 4:1.
51
Em geral, quando a pressão de vapor é muito baixa, ou seja, um combustível
que se evapora muito lentamente, resulta em partidas e dirigibilidade a frio
insatisfatórias em contrapartida um combustível que apresente pressão de vapor
muito alta também pode apresentar problemas de partida e dirigibilidade a quente.
(van Basshuysen e Schäfer, 2003).
Figura 2.26 – Influência da curva de evaporação de um
combustível no comportamento do motor. (van Basshuysen
e Schäfer, 2003).
Visto que a tecnologia flex-fuel (FFV) vem sendo cada vez mais empregada
em outros países como os Estados Unidos, e em alguns países da Europa ocidental
tais como: Alemanha, França e Suécia. A diferença entre o flex utilizado nestes
países e o modelo brasileiro é em relação ao teor de etanol misturado à gasolina,
que varia de 0 a 85%. Na Suécia e norte dos EUA, por exemplo, a mistura
denominada de verão tem uma proporção de 85% de etanol e 15% de gasolina, já a
mistura de inverno possui uma proporção de 70% de etanol e 30% de gasolina.
52
Este percentual mínimo de gasolina na mistura se dá justamente ao fato de
auxiliar na partida a frio dos veículos uma vez que estes não estão equipados com
nenhum tipo de sistema de partida a frio auxiliar. No Brasil esta faixa varia de E22
até E100, como já citado na seção 2.4.2.1, e não há diferenciação entre combustível
de verão e de inverno.
200
180
E0
E 10
E 20
E 70
E 85
E 100
E 30
Temperatura [°C]
160
140
Problemas partida a
frio devido à baixa
evaporação
120
100
80
60
40
20
0
20
40
60
80
100
Evaporado [%]
Gráfico 2.27 – Percentual de evaporação em função da temperatura
de diferentes misturas de etanol (Hauet et al., 2007).
Conforme mostrado no gráfico da figura 2.27 o percentual de evaporação das
diferentes misturas com maior teor de etanol é decrescente em função da diminuição
da temperatura e, devido a este fato, alguns países especificam um teor de gasolina
mínimo e por vezes, até de um combustível com maior teor de gasolina apropriado
para os períodos de inverno, a fim de garantir a partida a frio dos veículos
bicombustíveis movidos com diferentes proporções de misturas etanol / gasolina.
53
3
CONDUÇÃO
DE
CALOR
EM
REGIME
TRANSITÓRIO
E
TERMODINÂMICA DO PROCESSO DE INJEÇÃO
3.1 Sistemas com resistência interna desprezível
O material seguinte é uma adaptação de Kreith (2003).
Apesar de não haver na natureza material que apresente uma condutividade
térmica infinita, muitos problemas de fluxo de calor transitório podem rapidamente
solucionados com precisão aceitável pela suposição de que a resistência condutiva
interna do sistema é tão pequena que a temperatura em seu interior é
substancialmente uniforme em qualquer instante.
A simplificação é justificada
quando a resistência térmica externa entre a superfície do sistema e o meio ao seu
redor é tão grande, quando comparada à resistência térmica interna do sistema, que
ela controla o processo de transferência de calor.
Uma medida da importância
relativa da resistência térmica interna do sistema que ela controla o processo de
transferência de calor.
Uma medida da importância relativa de resistência térmica dentro de um
corpo sólido é o número de Biot, Bi, a razão entre a resistência interna e a externa,
que é definida pela equação:
Bi =
Rint erna h L
=
,
Rexterna
ks
(3.1)
onde h é o coeficiente de transferência de calor médio, L é a dimensão de
comprimento característico, obtida pela divisão do volume do corpo por sua área
superficial e k s é a condutividade térmica do corpo sólido. Em corpos cuja forma se
assemelha a uma placa, um cilindro ou uma esfera, o erro introduzido pela
suposição de que a temperatura em qualquer instante é uniforme será menor que
5% quando a resistência interna for menor que 10% da resistência da superfície
externa, isto é, h L / k s < 0,1.
Como exemplo típico desse tipo de fluxo de calor transitório, considere o
resfriamento de uma pequena peça fundida ou tarugo de metal em um banho de
54
resfriamento após sua retirada de um forno quente. Suponha que o tarugo é
removido do forno a uma temperatura uniforme T0 e é resfriado tão rapidamente que
se pode considerar a mudança da temperatura do ambiente como um degrau.
Identifique o tempo no qual o resfriamento começa como t=0 e suponha que o
coeficiente de transferência de calor h permaneça constante durante o processo, e
que a temperatura do banho T∞ a uma distância grande do tarugo não varie com o
tempo. A seguir, de acordo com a hipótese de que a temperatura dentro do corpo é
substancialmente uniforme em qualquer instante, um balanço de energia para o
tarugo em um pequeno intervalo de tempo dt é igual a:
variação na energia interna do
=
tarugo durante dt
fluxo líquido de calor do
tarugo para banho durante dt
ou
− cρVdT = h As (T − T∞ )dt
(3.2)
onde: c = calor específico do tarugo, [J/kg.K]
ρ = densidade do tarugo, [kg/m3]
V = volume do tarugo, [m3]
T = temperatura média do tarugo, [K]
h = coeficiente de transferência de calor médio, [W/m2.K]
As = área da superfície do tarugo, [m2]
dT = variação da temperatura (K) durante o intervalo de tempo dt [s]
O sinal de menos na equação (3.2) indica que a energia interna decresce quando
T > T∞ . As variáveis T e t podem ser separadas de imediato e, para um intervalo
diferencial de tempo dt , a equação (3.2) torna-se:
55
d (T − T∞ ) h As
dt
=
=
dt
T − T∞
(T − T∞ )
cρV
(3.3)
onde pode-se observar que d (T − T∞ ) = dT , uma vez que T∞ é constante. Tendo-se
uma temperatura T no tempo t como limites, a integração da equação (3.3) fornece:
ln
T − T∞
hA
=− s t
T0 − T∞
cρV
T − T∞
= e −( hAs / cρV )t
T0 − T∞
ou
(3.4)
onde o expoente h As t / cρV deve ser adimensional. A combinação de variáveis nesse
expoente é o produto de dois grupos adimensionais encontrados anteriormente:
h As t h L αt
=
= BiFo
cρV
k s L2
(3.5)
Onde o comprimento característico L é o volume do corpo V dividido por sua área
de superfície As , e Fo – número de Fourier que pode ser visto como um tempo
adimensional definido por Fo =
dt
.
L2
56
3.2 Efeito do ponto de fulgor
O sistema proposto para solução desta problemática é um injetor aquecido
montado diretamente no rail ou galeria de combustível, que tem como função
aquecer o combustível, no caso o etanol, antes do procedimento de partida do motor
e mantê-lo aquecido por alguns instantes durante a fase fria de funcionamento do
motor. A instalação do injetor aquecido não implica em nenhuma alteração
significativa no lay-out original do motor do veículo.
Com a introdução dos injetores aquecidos, pretende-se gerar a maior
quantidade possível de vapor, ou criar o chamado efeito ponto de fulgor durante o
procedimento de partida frio para garantir partidas a temperaturas de até 5°C
negativos até 20°C sem adição de gasolina, requisitos estes solicitados pelos
fabricantes de veículos / motores nacionais.
(Hofmann e Lenz, 2000) estudaram o problema e verificaram que o efeito
ponto de fulgor traz resultados significativos para a partida a frio com etanol a baixas
temperaturas. Numa injeção convencional, quando o combustível é injetado através
dos canais de admissão este encontra-se em estado líquido e permanece neste
estado conforme pode-se observar na figura 3.1. O ponto 1 representa o início da
injeção e sua respectiva pressão no interior do injetor, neste caso de 4,2 bar e o
ponto 2 representa a pressão nos dutos de admissão. Durante este procedimento a
pressão passa de 1 para 2 mas, no entanto, o combustível ainda encontra-se
totalmente numa única fase em estado líquido. Já no procedimento 1' => 2', ou seja,
com aumento significativo da temperatura do combustível, quando o combustível é
injetado há formação parcial de vapor, pois este penetra a região bifásica conforme
pode ser verificado na figura 3.1. Quanto maior for a fração de combustível
evaporado, maior será a probabilidade de uma partida a frio de boa qualidade.
57
Pressão p
Aumento da temp.
do combustível
Injeção
convencional
1
1'
Injeção com
"efeito ponto
de fulgor"
região de 2
fases ( L + V)
2
2'
limite de
vaporização
líquido
saturado
líq. + vapor
limite de
condensação
vapor
saturado
Entalpia h
Com aquecimento
Sem aquecimento
Figura 3.1 – Diagrama pressão – entalpia comparativo entre
injeção convencional e injeção com efeito ponto de fulgor.
(Hofmann e Lenz, 2000).
Figura 3.2 – Comparativo do spray durante a injeção com e sem
aquecimento. (Siemens VDO Automotive, 2006).
58
Na figura 3.2 pode-se observar a diferença no comportamento do spray
quando aquecido e sem aquecimento onde observa-se uma melhora significativa na
atomização do etanol, comportamento também verificado por Zimmermann et al.
(1999) em seu estudo. A temperatura selecionada para o etanol foi de 120°C, a
razão será justificada mais adiante, o combustível que se encontra no estado líquido
no interior do injetor a 4,2 bar quando é injetado passa de 4,2 bar a
aproximadamente 1,0 bar e se vaporiza parcialmente, conforme observado na figura
3.5. A formação de vapor está intrinsecamente ligada à pressão e às propriedades
físico-químicas do combustível, e esta se dá quando a região limite de vaporização é
superada. Neste caso, como a pressão do sistema de alimentação está limitada a
4,2 bar, a temperatura máxima que se pode alcançar sem que haja formação de
bolhas no interior do injetor é de 120°C. Caso este limite de temperatura seja
superado, poder-se-á causar travamento do injetor pelo acúmulo de bolhas de
combustível em seu interior, este fenômeno também é conhecido como vapor-lock
ou blocagem.
Figura 3.3 – Curva de evaporação do etanol com ponto crítico.
(Siemens VDO Automotive, 2006).
59
3.2.1 Cálculo da fração da massa de vapor
Para obter-se a fração da massa de vapor gerada pelo relaxamento
adiabático quando o combustível etanol é injetado, utilizaremos como auxílio o
software EES (Engineering Equation Solver) para o cálculo das entalpias envolvidas
no processo e verificação da fração da massa de vapor ou título (x).
Figura 3.4 – Diagrama pressão x entalpia do etanol. (Obtido
através do EES, 2009).
Na figura 3.5 temos a plotagem das entalpias relevantes no processo.
Figura 3.5 – Relaxamento adiabático do etanol no diagrama P, h.
(Fono, 2007).
60
Com os valores calculados a partir do software EES, temos:
h[1]=Enthalpy(Ethanol;T=119;P=420) = 395,1 kJ / kg
h'[1]=Enthalpy(Ethanol;T=77;P=100) = 255,3 kJ / kg
h"[1]=Enthalpy(Ethanol;T=119;P=100) = 1183,0 kJ / kg
Portanto:
x=
h − h' 395,1 − 255,3
=
= 0,151 = 15,1% de título ou fração de massa de vapor
h' '− h' 1183,0 − 255,3
disponível.
Para a obtenção da fração da massa de vapor calculada assume-se que a
pressão no interior dos dutos de admissão no momento da injeção é de
aproximadamente 1 bar ou 100 kPa, porém é conhecido que esta pressão tende a
cair na medida que o motor de partida movimenta o motor. Este fenômeno, no
entanto só tem a ajudar, pois com a diminuição da pressão nos dutos de admissão,
diminui também o ponto de evaporação do etanol e como conseqüência há uma
geração maior da fração da massa de vapor disponível.
61
4 MODELAMENTO
4.1 Dados dimensionais do corpo do injetor
Figura 4.1 – Principais dados dimensionais do corpo do injetor.
(Continental, 2009)
4.1.1 Área da superfície de aquecimento e volume
As dimensões do corpo interno do injetor são:
- diâmetro interno de 5,8 mm;
- diâmetro externo de 6,6 mm;
- espessura de 0,4 mm;
- comprimento do corpo do injetor de 47 mm.
Assim, calcula-se:
As = π .d .L = π .0,0058.0,047 = 856mm 2 ou 8,56.10 −4 m 2
Sendo esta a área ou superfície interna da parede interna do injetor que ficará
em contato com o combustível e transmitirá o fluxo de calor para o mesmo.
62
Vcorpo = πh( R 2 − r 2 ) = π 0.047(0,00332 − 0,0029 2 ) = 3,66.10 −7 m 3
Este é o volume calculado do corpo interno do injetor.
Figura 4.2 – Superfície interna (parede)
do corpo do injetor.
4.1.2 Espessura do filme fluido de combustível
A espessura do filme fluido de combustível representa a resistência térmica
na qual o calor gerado pelo elemento aquecedor deve ultrapassar para aquecer o
volume de combustível contido nesta área. Conforme maior for esta espessura,
maior será a resistência térmica e conseqüente dificuldade de aquecer o
combustível contido nesta área. Neste caso a espessura do filme fluido é de 2,09
mm e o volume de combustível é de 0,9 cm3.
Figura 4.3 – Espessura do filme fluido combustível.
(Siemens VDO Automotive AG, 2007).
63
4.2 Aplicação da Teoria da Condução de Calor em Regime
Transitório de Sistema Concentrado – Pré-aquecimento
4.2.1 Hipóteses simplificadoras
Para simplificação do equacionamento do problema, utilizaremos as seguintes
hipóteses:
•
a presença da haste do injetor (agulha) será desprezada para efeitos
dos cálculos de transferência de calor;
•
análise concentrada aplicada tanto para a parede como para o etanol;
•
convecção natural na fase de pré-aquecimento do etanol;
•
propriedades de transporte constantes.
4.2.2 Estimativa do coeficiente médio de transferência de calor por
convecção
Para estimativa do coeficiente médio de transferência de calor h vamos
utilizar uma aproximação por falta de uma expressão específica, uma correlação
empírica por convecção natural – placa vertical.
Nu L =
hL
= CRa n L
k
(4.1)
onde o numero de Rayleigh:
Ra L = GrL Pr =
gβ (Tsup − T∞ ) L3
γ .α
(4.2)
está baseado no comprimento característico da geometria, L e β representa
o coeficiente de expansão volumétrica.
64
Uma correlação que pode ser aplicada ao longo de todo o intervalo de Ra L foi
recomendada por Churchill e Chu (1975) e tem a forma:
1/ 6

0,387 Ra L
Nu L = 0,825 +

1 + (0,492 / Pr) 9 / 16
[
]
8 / 27



2
(4.3)
Para o cálculo de h necessitamos de algumas propriedades de transporte do
etanol, estas foram obtidas com o auxílio do EES.
Tabela 4.1 – Propriedades de transporte do etanol a 20°C (EES, 2009).
Admitindo Tsup − T∞ = ∆T = 80°C calcula-se o valor de h :
Então:
Utilizando-se o EES para T = 80°C e P = 100 kPa, calculamos o β :
beta[1]=VolExpCoef(Ethanol;T=T[1];P=P[1]) = 0,003183
Ra L = GrL Pr =
gβ (Tsup − T∞ ) L3
γ .α
=
9,8.0,003183(80).0,047 3
= 1,99.10 +9
− 08
−06
8,86.10 .1,47.10
65
Substituindo-se na equação (4.3) tem-se:
2
1/ 6


0,387.1,99.10 +9
Nu L = 0,825 +
= 196,9
8 / 27 

1 + (0,492 / 16,61) 9 / 16

[
]
Da equação (4.1), vem:
Nu L =
h=
hL
= CRa n L
k
(4.1)
Nu L .k 107,3.0,1708
=
= 715,7W / m 2 .K
L
0,047
(4.4)
Agora, num outro caso admitindo-se Tsup − T∞ = ∆T = 40°C calcula-se o novo
valor de h :
De modo análogo ao exemplo anterior, calculamos o novo h :
A partir do EES, obtém-se o novo valor de β :
beta[1]=VolExpCoef(Ethanol;T=T[1];P=P[1]) = 0,001138
Portanto,
Ra L = GrL Pr =
gβ (Tsup − T∞ ) L3
γ .α
=
9,8.0,001138.(40).0,047 3
= 3,56.10 +8
−08
−06
8,86.10 .1,47.10
Substituindo-se na equação (4.3) tem-se:
2
1/ 6


0,387.3,56.10 +8
Nu L = 0,825 +
= 115,4
8 / 27 

1 + (0,492 / 16,61) 9 /16

[
]
66
Finalmente utilizando-se a equação (4.4):
h=
Nu L .k 115,4.0,1708
=
= 419,2W / m 2 .K
L
0,047
Portanto, de forma conservadora admite-se h = 300W / m 2 K , que está de
acordo com convecção natural em líquidos segundo a literatura.
4.2.3 Cálculo do número de Biot
Como já referenciado no Capítulo 3, o numero de Biot nos permite calcular a
razão entre a resistência interna e a resistência externa do sistema:
Bi =
Rint erna h L
=
Rexterna
ks
(4.5)
onde h é o coeficiente de transferência de calor médio do etanol, L é a dimensão de
comprimento característico, obtida pela divisão do volume do corpo pela área
superficial do cilindro interno e k s é a condutividade térmica da parede do tubo.
No caso do corpo interno do injetor temos:
h = 300W / m 2 K
k s = 14,4W / mK
L=
V
As
(4.6)
Considerando os valores calculados na seção anterior, calcula-se o valor do
comprimento característico L.
67
L=
V
3,66.10 −7
=
= 4,27.10 −4 m
As 8,56.10 −4
Substituindo-se os valores na equação (4.5), temos:
h L 300.4,27.10
R
Bi = int erna =
=
Rexterna
ks
14,4
−4
= 8,91.10 −3 = 0,00891 < 0,1
Visto que o número de Biot calculado é menor que 10%, podemos considerar como
um sistema de resistência interna desprezível.
68
4.3.3 Equacionamento da aplicação da teoria de sistema
concentrado
Na aplicação da teoria neste estudo, consideremos o aquecimento de um
certo volume de etanol contido no interior do injetor que encontra-se inicialmente a
uma temperatura uniforme T0 e é aquecido tão rapidamente que se pode considerar
a mudança da temperatura do ambiente como um degrau. O tempo no qual o
aquecimento começa com t=0 e suponhamos que o coeficiente médio de
transferência de calor h permaneça constante durante o processo, e que a
temperatura da superfície da parede do injetor T∞ . A seguir, de acordo com a
hipótese de que a temperatura dentro do injetor é substancialmente uniforme em
qualquer instante, um balanço de energia para o etanol em um pequeno intervalo de
tempo dt é igual a:
variação na energia interna da
=
parede do injetor durante dt
fluxo líquido de calor da
parede
do injetor para o etanol durante dt
ou
− cρVdT = h As (T − T∞ )dt
onde: c = calor específico do material da parede do injetor, [J/kg.K]
ρ = densidade do material da parede do injetor, [kg/m3]
V = volume da parede do injetor, [m3]
T = temperatura média da parede do injetor, [K]
h = coeficiente de transferência de calor médio do etanol, [W/m2.K]
As = área da superfície de aquecimento, [m2]
dT = variação da temperatura (K) durante o intervalo de tempo dt [s]
(4.7)
69
Aplicando-se o método de análise de concentrada, uma vez que o objeto de
estudo é um sistema composto podemos equacionar o problema da seguinte forma:
tomamos como exemplo a fig. 4.4, se a parede interna do injetor tiver uma
capacitância térmica (cρV ) 2 , o coeficiente de transferência de calor em A , (a
superfície interna do injetor), for h , e a capacitância térmica do fluido (etanol) no
interior do injetor for (cρV )1 , o histórico de temperatura-tempo do fluido T1 (t ) será
obtido por meio da resolução simultânea das equações do balanço de energia.
Para facilitação do equacionamento consideremos o índice 1 para o etanol e o índice
2 para a parede.
Assim para o etanol:
dT1
= h1 A1 (T1 − T2 )
dt
(4.8a)
dT2
= − qind − h1 A1 (T1 − T2 )
dt
(4.8b)
− (cρV )1
e para a parede:
− (cρV ) 2
onde A1 = A2 = A é a área da superfície interna da parede do injetor, h1 = h é o
coeficiente médio de transferência de calor, qind = P elétrica fornecida pelo aquecimento
por indução e T2 é a temperatura da parede do interior do injetor. A hipótese de que
o etanol e a parede interna do injetor possam ser considerados isotérmicos é
inerente a essa abordagem de sistema uniforme.
70
Figura 4.4 – Esquema térmico para o sistema parede / etanol
com capacidades térmicas concentradas.
As duas equações diferenciais lineares simultâneas precedentes (4.8a e 4.8b)
podem ser resolvidas para a obtenção da evolução da temperatura para o etanol e
para a parede interna do injetor. Se o fluido (etanol) e a parede estiverem
inicialmente a uma temperatura T0 , as condições iniciais para o sistema são:
T1 = T2 = T0
em
t=0
Além disso, assumimos também que em t = 0 , tem-se:
71
As equações (4.8a) e (4.8b) podem ser reescritas na seguinte forma:

 hA 
h A 
D +
T1 − 
T = 0


ρ cV  2
ρ
c
V
1 1 1 

 1 1 1
(4.9a)
e
 hA 

h A 
T1 +  D +
T2 = qind
−
ρ c V 

ρ 2 c2V2
ρ 2 c2V2 
 2 2 2

(4.9b)
d

onde o símbolo D indica a diferenciação em relação ao tempo  D =  .
dt 

Por conveniência façamos:
K1 =
hA
ρ1c1V1
(4.10)
e
K2 =
hA
ρ 2 c2V2
(4.11)
então:
(D + K1 )T1 − K1T2 = 0
(4.12)
− K 2T1 + (D + K 2 )T2 = q mod
(4.13)
e
onde:
q mod =
qind
ρ 2 c2V2
(4.14)
72
Isolando-se T2 da equação (4.12), tem-se:

D
.T1
T2 = 1 +
K

1 
(4.15)
Substituindo-se T2 na equação (4.13), temos:

D
T1 = qmod
− K 2T1 + (D + K 2 )1 +
 K1 
Rearranjando:

DK 2 
D2
T1 = qmod , ou
− K 2T1 +  D +
+ K2 +
K1
K1 

− K 2T1 + T1 D +
T1 D 2
T DK 2
+ K 2T1 + 1
= q mod
K1
K1
Posteriormente,
 D2
DK 2 

T1 = q mod
+D+
K1 
 K1
1 d 2T1  K 2  dT1

+ 1 +
= qmod
K1 dt 2 
K1  dt
Finalmente, multiplicando-se tudo por K1, temos:
d 2T1
dT
+ (K1 + K2 ) 1 = K1qmod
2
dt
dt
(4.16)
73
Por fim, obtemos uma equação diferencial de 2ª. ordem de coeficientes
constantes (equação 4.16).
A solução desta equação esta dividida em duas partes: solução particular Tp e
solução homogênea, Th:
(4.17)
T1 = T1 p + T1h
A equação homogênea é:
d 2T1
dT
+ (K 1 + K 2 ) 1 = 0
2
dt
dt
cujo polinômio característico é: m[m + (K1 + K 2 )] = 0
=>
m 2 + (K1 + K 2 )m = 0 ,
cujas raízes são:
(4.18)
=>
m1 = 0

m2 = −(k1 + K 2 )
de forma que, a solução homogênea fica:
⇒ T1 h = A1e 0 + A2 e − ( K1 + K 2 ).t
ou simplesmente:
T1h = A1 + A 2 e − ( K1 + K 2 ).t
(4.19)
a solução particular por vez é:
T1 p = A3t + A4
(4.20)
74
derivando-se:
dT1 p
= A3
dt
d 2T1 p
=0
dt 2
Substituindo-se na equação (4.16)
d 2T1
dT
+ (K1 + K 2 ) 1 = K1q mod , temos:
2
dt
dt
(K1 + K 2 )A3 = K1q mod
Então:
 K1 
q mod
A3 = 
 K1 + K 2 
Substituindo-se A3 na equação (4.20), temos:
 K1 
qmod t + A4
T1 p = 
 K1 + K 2 
(4.21)
Finalmente, como T1 = T1hom ogênea + T1 particular , portanto fica:
T1 (t ) = A1 '+ A2 e −( K1 + K 2 )t +
K1
q mod t
K1 + K 2
(4.22)
Com A'1 = A1 + A4.
Uma relação entre as constantes A'1 e A2 podem ser obtidas pela aplicação das
condições iniciais:
e
T1 = T0
em
t=0
dT1
=0
dT
em
t=0
75
da primeira condição inicial, tem-se:
T0 (t =0 ) = A'1 + A2 e 0 +
K1
q mod .0
K1 + K 2
(4.23)
∴ A1 '+ A2 = T0
e da segunda condição inicial, vem:
dT1
=0
dT
em
t=0
− (K 1 + K 2 ).0
dT 1
K1
= − A2 (K1 + K 2 )e
+
q mod = 0
dt
K1 + K 2
⇒ − A2 (K1 + K 2 ) +
K1
q mod = 0
K1 + K 2
Logo,
A2 =
K1
(K1 + K 2 )2
(4.24)
q mod
e substituindo-se em (4.23),
vem:
A1 ' = T0 −
K1
(K1 + K 2 )2
(4.25)
qmod
Finalmente, substituindo esses resultados, para o etanol temos:
T1 (t ) = T0 −
K1
(K1 + K 2 )
2
qmod +
K1
(K1 + K 2 )
2
qmode −( K1 + K2 ).t +
K1
qmod .t
K1 + K 2
(4.26)
76
rearranjando-se, fica:
T1 (t ) = T0 −
K1
( K1 + K 2 )
2
[
qmod .1 − e
−( K1 + K 2 ).t
− (K1 + K 2 ).t
]
(4.27)
A solução para T2 (t) é obtida pela substituição da relação para T1 da equação
(4.26) na equação (4.15).
Portanto:

D
.T1
T2 = 1 +
K1 

(4.15)
Desmembrando T2, temos:
T2 = T1 +
1 dT1
.
K 1 dT
(4.28)
Derivando-se a equação (4.26), fica:
dT1 − (K 1 + K 2 )
K1
=
K 1 .q mod .e −( K1 + K 2 ).t +
.q mod
2
dt
K1 + K 2
(K 1 + K 2 )
Rearranjando-se temos:
dT1
K1
=
.q mod 1 − e − ( K1 + K 2 ).t
dt
K1 + K 2
[
]
(4.29)
77
Substituindo-se a equação (4.29) em (4.28) vem:
T2 = T1 +
1
K1
 K1

.q mod 1 − e −( K1 + K 2 ).t 

 K1 + K 2

(
)
Finalmente para a parede do injetor:
T2 = T1 +
q mod
. 1 − e −( K1 + K 2 ).t
K1 + K 2
(
)
(4.30)
78
4.3.4 Análise de sensibilidade do modelamento
Uma vez que as equações do modelamento da temperatura em função do
tempo tanto para o etanol como para a parede do injetor estão disponíveis,
equações (4.27) e (4.30) respectivamente, podemos realizar uma análise de
sensibilidade do modelamento variando os parâmetros mais relevantes no processo
de aquecimento.
T1 (t ) = T0 −
T2 = T1 +
K1
( K1 + K 2 )
2
[
qmod .1 − e
q mod
. 1 − e −( K1 + K 2 ).t
K1 + K 2
(
−( K1 + K 2 ).t
− (K1 + K 2 ).t
]
)
(4.27)
(4.30)
Na planilha mostrada da figura 4.6 podemos observar na parte superior os
parâmetros de entrada, juntamente com as propriedades físicas e de transporte
tanto para o etanol como para a parede do injetor, a temperatura inicial, o
rendimento elétrico η e a potência de entrada. Na primeira coluna encontra-se o
tempo no qual o histórico da elevação da temperatura se dará, na segunda coluna
está inserida a equação (4.27) para o etanol e na quarta coluna está inserida a
equação (4.30) para a parede do injetor. No gráfico da figura 4.5 observa-se um
exemplo do comportamento das curvas de aquecimento do etanol e do injetor em
função do tempo.
200,0
180,0
Temperatura [°C]
160,0
140,0
120,0
100,0
80,0
60,0
T1(t) = [°C] - Etanol
T2(t) = [°C] - Parede
40,0
20,0
0,0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
tempo [s]
Figura 4.5 – Histórico da elevação de temperatura do etanol e da parede
do injetor em função do tempo para uma potência de 100 W e h = 300W / m 2 K .
79
Figura 4.6 – Planilha com histórico de elevação da temperatura em função do tempo.
80
Um parâmetro de extrema relevância neste processo é a potência de entrada
a ser empregada na fase de pré-aquecimento do injetor, pois os fabricantes de
veículos limitam a capacidade do conjunto alternador/bateria para diminuir o seu
custo. Normalmente, veículos top de linha, que são equipados com diversos
equipamentos de conforto como ar-condicionado, por exemplo, são dotados de um
conjunto alternador/bateria na faixa dos 60 Ah, já os veículos mais despojados de
acessórios, geralmente estão equipados com conjunto alternador/bateria na faixa
dos 40 Ah e por vezes até menos.
Visto que este sistema deve ser projetado para atender aos requerimentos
mais usuais presentes no mercado nacional, é importante conhecer qual a influência
do parâmetro potência de entrada no desempenho global do sistema. Para isso, foi
realizada uma análise de sensibilidade mantendo-se todos os demais parâmetros
inalterados e somente variando a potência de aquecimento com a finalidade de
conhecer o impacto deste parâmetro no tempo de pré-aquecimento do injetor.
200
180
Temperatura [°C]
160
140
120
100
80
150 W
60
200 W
40
100 W
20
0
t [s] 0,8
1,8
2,8
3,8
4,8
5,8
6,8
7,8
8,8
9,8 10,8 11,8 12,8 13,8 14,8
tempo [s]
Figura 4.7 – Gráfico comparativo de potência de aquecimento
aplicada ao injetor.
No gráfico da figura 4.7 observa-se que o tempo de pré-aquecimento do
sistema para se elevar a temperatura do etanol de 5 a 80°C, ou seja, um delta de
75°C de elevação de temperatura é de 7,4 segundos com 100 W, isto corresponde
a uma taxa de elevação de temperatura de 10,4°C/s, com 150 W o tempo
necessário foi de 5,6 segundos, com uma taxa de elevação de temperatura de
81
13,6°C/s e finalmente com 200 W o tempo foi de 4,8 segundos que se traduz numa
taxa de 16,3 C°/s. A taxa de elevação da temperatura é definida como a relação
entre o delta de temperatura inicial e temperatura final pelo tempo necessário para
se alcançar a temperatura final objetivo. É um parâmetro de fácil visualização e nos
fornece uma noção de como o sistema responde à variação de um determinado
parâmetro.
Um comparativo ilustrativo da taxa de elevação da temperatura em função da
Taxa média de
elevação da
temperatura [°C/s]
potência empregada pode ser vista no gráfico da figura 4.8.
18,0
16,0
14,0
12,0
10,0
8,0
6,0
4,0
2,0
0,0
10,4
100 W
13,6
150 W
16,3
200 W
Potência entrada [W]
Figura 4.8 – Taxa média de elevação da temperatura em função da potência.
Ou seja, mantendo-se todos os demais parâmetros inalterados e variando-se
somente a potência de aquecimento dos injetores, obtemos a partir do modelamento
uma estimação rápida do impacto deste parâmetro no processo de aquecimento. O
tempo necessário de pré-aquecimento é de extrema relevância, pois nos permite
considerar se este atende aos requisitos solicitados pelos fabricantes de motores /
veículos em função das condições de contorno pré-estabelecidas.
Análogo ao exemplo anterior, pode-se variar a superfície de troca de calor do
corpo do injetor, e consequentemente seu volume, a espessura do corpo interno do
injetor mas, todavia um parâmetro que merece atenção especial neste processo é o
coeficiente médio de transferência de calor h .
Uma vez que o cálculo deste coeficiente envolve uma série de variáveis, e
sua determinação apresenta alta complexidade, uma maneira de se determiná-lo é
82
empiricamente. No exemplo anterior, todos os levantamentos e comparativos foram
efetuados com h = 300W / m 2 K , valor este adotado na seção 4.2.2 após uma série
de considerações.
O objetivo da análise seguinte é o de variar o coeficiente médio de
transferência de calor com a finalidade de avaliar seu impacto nos resultados do
modelamento. Segundo sugerem DeWitt e Incropera (1998), os valores típicos para
o coeficiente de transferência de calor por convecção livre podem variar de 50 –
1.000 W/m2.K para líquidos.
Tabela 4.3 – Valores típicos para o coeficiente de
transferência de calor por convecção.
(DeWitt e Incropera, 1998).
Temperatura [°C]
Neste caso vamos simular os seguintes valores de h : 100, 400 e 800 W/m2.K.
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
100 [W/m2.K]
400 [W/m2.K]
800 [W/m2.K]
0,8 1,8 2,8 3,8 4,8 5,8 6,8 7,8 8,8 9,8 10,8 11,8 12,8 13,8 14,8
tempo [s]
Figura 4.9 – Gráfico comparativo de resultados com a variação do coeficiente
médio de transferência de calor.
83
Taxa média de
elevação da
temperatura [°C/s]
14,0
12,0
10,0
13,3
8,0
11,3
6,0
4,0
7,0
2,0
0,0
100
400
800
Coeficiente de transfência de calor [W/m2.K]
Figura 4.10 – Taxa média de elevação da temperatura em função do h .
Caso sejam mantidas as demais condições, ou seja, o mesmo delta de 75°C
de elevação de temperatura do exemplo anterior, observa-se que o tempo
necessário de pré-aquecimento é de 10,8 segundos com h = 100W / m 2 K ,
isto
corresponde a uma taxa média de elevação de temperatura de 7,0°C/s, já com
h = 400W / m 2 K o tempo necessário foi de 6,8 segundos com uma taxa média de
elevação de temperatura de 11,3°C/s e finalmente com h = 800W / m 2 K o tempo
necessário foi de 5,8 segundos que se traduz numa taxa média de 13,3°C/s.
Um fator que se verifica na simulação do coeficiente médio de transferência
de calor, é um descolamento do delta de temperatura ∆T = T1 − T2 . Portanto com o
aumento do coeficiente médio de transferência de calor h , haverá uma diminuição
da temperatura da parede ao longo do tempo e um aumento da temperatura do
etanol, já que ocorrerá uma maior taxa de transferência de calor da parede para o
etanol, o que tende a uniformizar essas duas temperaturas, como indicado no
gráfico da figura 4.11. Neste gráfico, observa-se que o delta de temperatura entre o
etanol e a parede é sensivelmente maior quando h = 100W / m 2 K , entretanto com
h = 800W / m 2 K o delta diminui consideravelmente, diminuindo também a temperatura
da parede T2 . A simulação foi realizada com potência constante de 100 W para
todos os coeficientes.
Temperatura [°C]
84
300,0
280,0
260,0
240,0
220,0
200,0
180,0
160,0
140,0
120,0
100,0
80,0
60,0
40,0
20,0
0,0
Etanol h=100
Parede h=100
Etanol h=800
Parede h=800
0
2
4
6
8
10
12
14
tempo [s]
Figura 4.11 – Descolamento de ∆T = T2 − T1 em função da variação de h .
85
4.4 Ensaios no motor
4.4.1 Metodologia
Para realização dos ensaios foi utilizado um motor Volkswagen da família
EA111 de 1.400 cilindradas, 2 válvulas por cilindro, refrigerado a água e de
tecnologia bicombustível. Este motor foi montado em um suporte mantendo todas
as características originais do veículo, e este foi posicionado numa câmara fria.
Figura 4.12 – Injetores CVSmaxV montados no motor EA111.
Os injetores originais foram desmontados e os injetores aquecidos foram
devidamente montados no cabeçote mantendo sua posição original. Todo o restante
do motor permaneceu inalterado. Na figura 4.12 pode-se observar os injetores
aquecidos fornecidos já instrumentados com termopares tipo K. Os termopares
utilizados são de material níquel-alumínio, operam numa faixa de temperatura de 0 a
1250°C e com uma precisão de 2,2°C.
86
Figura 4.13 – Injetores CVSmaxV instrumentados com
termopares.
Figura 4.14 – Posicionamento dos termopares no elemento
aquecedor do injetor. (Siemens VDO Automotive AG, 2006).
Os termopares foram inseridos nos injetores conforme mostrado na figura
4.14, dos quatro injetores fornecidos, três estão instrumentados com termopares
somente na parte superior e somente um está instrumentado na parte superior e na
parte inferior.
87
Figura 4.15 – Perfil de temperatura do elemento
aquecedor. (Siemens VDO Automotive AG, 2006).
Devido ao gradiente de temperatura no interior do injetor conforme mostrado
na figura 4.15, o posicionamento dos termopares deve ser considerado quando da
regulagem da temperatura final objetivo da unidade controladora de aquecimento.
Como o objetivo do ensaio é aquecer o etanol a uma temperatura final de 120°C (no
centro do corpo do injetor), e o termopar de controle está instalado na parte superior
do injetor, deve-se considerar o gradiente de temperatura e ajustar a temperatura
final objetivo para 80°C.
Figura 4.16 – Unidade controladora de aquecimento dos injetores.
88
Os termopares dos injetores são conectados à unidade eletrônica de
aquecimento a fim de retro-alimentar o sistema de controle de temperatura e estes
sinais analógicos provenientes da unidade controladora são convertidos em sinais
digitais por meio de um conversor analógico / digital (ADscan) e conectados ao PC
que possui uma ferramenta específica de aquisição de dados denominada de INCA.
Esta ferramenta é capaz de realizar a aquisição dos dados bem como modificar os
parâmetros necessários da calibração da (PCM) a fim de se atingir os objetivos
desejados.
Na fase de execução de ensaios, os injetores serão controlados em relação
ao seu funcionamento "vazão" pela (PCM) do motor e seu aquecimento será
controlado pela unidade eletrônica de aquecimento. Esta unidade eletrônica opera
numa freqüência de aproximadamente 40 kHz, tensão de alimentação alternada de
12 V e corrente de pico de aproximadamente 18 A por injetor. No seu interior a
tensão alternada é amplificada para aproximadamente 109 V utilizando o modo de
controle on-off
(liga-desliga) para atingir o objetivo de temperatura desejado.
Considerando que a unidade eletrônica de aquecimento trabalha num sistema de
malha fechada com relação à temperatura, ou seja, uma vez que a temperatura
objetivo é alcançada o aquecimento é interrompido conforme mostrado na linha
laranja da figura 4.17, quando o sinal está alto o aquecimento está ligado, quando o
sinal está baixo o aquecimento permanece desligado, assim que o sistema detecta
uma queda de temperatura com uma histerese de 3°C o sistema aciona o
aquecimento novamente.
Figura 4.17 – Aquisição de dados para verificação do controle de
acionamento do aquecimento.
89
Após passado o tempo de condicionamento mínimo do motor de doze horas
no interior da câmara fria a temperatura de 5°C se dá início ao procedimento de
ensaio. A ignição é ligada, a tensão da bateria é verificada, pois não deve estar
abaixo de 10 V, caso esteja, uma outra bateria é conectada em paralelo, o
equipamento de aquisição de dados é conectado ao PC por meio de cabo Ethernet,
o experimento (onde estão configurados os canais a serem medidos) é carregado na
(PCM), a unidade controladora dos injetores CVS é ligada e a temperatura final
objetivo é ajustada para 80°C. O botão gatilho que dispara o aquecimento é
acionado e
a elevação da temperatura em função do tempo é registrada no
equipamento de medição INCA.
Figura 4.18 – Aquisição de elevação da temperatura do etanol de 5 a 80°C.
Na figura 4.18 observa-se a elevação da temperatura no injetor do cilindro 1 a
uma temperatura inicial de 5°C alcançando o objetivo pré-estabelecido de 80°C,
pode-se verificar ainda o acionamento do elemento aquecedor pela linha laranja
constante mostrado no gráfico, desligando-se quando este atinge a temperatura
objetivo.
90
Figura 4.19 – Aquisição de elevação da temperatura do etanol de 0 a 80°C.
No gráfico da figura 4.19 verifica-se a elevação da temperatura em outra
condição, de 0 °C a 80°C, desta vez com os quatro injetores. Nesta condição o
tempo necessário para que a temperatura final seja alcançada é ligeiramente maior
em relação à condição anterior, se mantidas as mesmas condições de ensaio.
Na versão final do sistema que será proposto, a (PCM) será a responsável
pela ativação do sistema que, para ser acionado, deve obedecer a uma série de
condições que podem ser basicamente as condições descritas no fluxograma da
figura 2.4. A (PCM) comandará a unidade eletrônica de aquecimento que, por sua
vez, será responsável pela geração do sinal que aquecerá o injetor.
A alimentação elétrica tanto para a (PCM) como para a unidade eletrônica de
aquecimento será proveniente da bateria do veículo. Esta, aliás, é uma fonte de
preocupação no desenvolvimento desta nova tecnologia, pois a energia solicitada ao
sistema do veículo não deve ser superior àquela disponibilizada pelos fabricantes de
veículos, valor este que ainda não se encontra claramente definido, pois estes estão
ainda na fase definições dos requerimentos para utilização de sistemas de partida a
frio alternativos ao sistema atual. Uma vez que o sistema deverá ser aplicado numa
extensa gama de motores de diferentes tipos de veículos, este deverá ser capaz de
operar em arquiteturas elétricas veiculares onde o conjunto alternador/bateria serão
capacidade reduzida, como 40 Ah, por exemplo.
91
A comunicação entre a (PCM) e o controle de aquecimento deverá ser
realizada por meio de linha (CAN) - Controlled Area Network de forma que os sinais
enviados / recebidos pelos módulos eletrônicos como (PCM) e unidade eletrônica de
comando do aquecimento (Heater Controller) deverão ficar também disponíveis para
outros receptores que por ventura necessitem de comunicação com este sistema,
como por exemplo, o instrumento combinado.
Figura 4.20 – Diagrama proposto de sistema com os injetores e
suas interações. (Continental, 2009).
92
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES
O modelamento proposto foi realizado não tendo como objetivo principal a
equiparação dos resultados de suas simulações, com os resultados obtidos
experimentalmente, e sim sua tendência de representar o fenômeno de aquecimento
do combustível no interior do injetor.
Com a finalidade de simplificação do equacionamento do problema, algumas
hipóteses foram adotadas que de certa forma contribuem para a divergência dos
resultados obtidos pelos ensaios em relação aos do modelamento.
Após a realização dos ensaios verificou-se que o comportamento do
modelamento apresenta-se de maneira semelhante ao que foi medido a partir dos
ensaios. Porém, divergências de resultados são esperados, pois o modelamento não
leva em consideração todas as variáveis envolvidas no processo, uma vez que se
tornaria muito complexo ou até mesmo impossível sua solução matemática.
No caso da simulação do coeficiente médio de transferência de calor, verificase que o coeficiente h também varia seu valor ao longo do tempo, ou seja, o
coeficiente deveria ser calculado a cada instante, e não como foi considerado no
modelamento,
o
que
contribuiria
para
o
aumento
da
complexidade
do
equacionamento.
200,0
180,0
Temperatura [°C]
160,0
140,0
120,0
100,0
80,0
60,0
T1(t) = [°C] - Etanol
T2(t) = [°C] - Parede
40,0
20,0
0,0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
tempo [s]
Figura 5.1 – Simulação de elevação da temperatura para h = 400W / m 2 K
A título de exemplo, analisaremos uma elevação de temperatura de 0 a 80°C,
sendo uma realizada por medição real e outra simulada a partir do modelamento.
93
No gráfico da figura 5.1 observa-se que o tempo necessário para se elevar a
temperatura de 0 a 80°C é de aproximadamente 7 segundos, com um coeficiente
médio de transferência de calor de 400 W/m2.K, e potência de entrada de 100 W.
Figura 5.2 – Aquisição de elevação da temperatura do etanol no injetor de 0 a 80°C.
No gráfico da figura 5.2, observa-se que o tempo necessário de aquecimento
nas mesmas condições foi de aproximadamente 9,3 segundos, ou seja, uma
diferença de cerca de 32% a mais entre o medido e o simulado a partir do
modelamento. A seguir algumas tecemos algumas considerações em torno desta
diferença.
No equacionamento do problema não foi considerada a presença da agulha
do injetor, que possui uma massa considerável do ponto de visto térmico e encontrase na temperatura inicial como a parede do interior do injetor e o etanol. Quando a
energia elétrica é fornecida ao sistema, o interior do injetor se aquece rapidamente,
aquecendo o etanol por convecção e a massa da agulha retira calor do sistema,
sendo um dos prováveis fatores causadores deste "atraso térmico" observado na
medição.
Outro fator de extrema relevância é o rendimento elétrico do sistema η elétrico ,
que nesta simulação foi considerado de 50%, isto significa que para cada unidade
de potência elétrica fornecida pela bateria é transformado em uma potência de
94
aquecimento, porém com perdas no sistema elétrico e a determinação dessas
perdas não foi considerado, fator que também contribui para a divergência de
resultados.
Um parâmetro que merece atenção especial e também influencia de maneira
decisiva no modelamento é o coeficiente médio de transferência de calor h , pois
este deve ser estimado em função de ensaios empíricos para cada situação, e neste
caso, foi utilizado um valor adotado, que representa um valor aproximado da média
encontrada na literatura.
Por outro lado, o h poderia neste caso ser utilizado fator de "calibração" do
modelamento, pois poderíamos estimá-lo de forma a representar o fenômeno de
aquecimento de acordo com os resultados obtidos pelos ensaios e assim realizar a
simulação com os outros parâmetros envolvidos na processo, ou seja, ele tornariase então um fator de ajuste do modelamento.
200,0
180,0
Temperatura [°C]
160,0
140,0
120,0
100,0
80,0
60,0
40,0
T1(t) = [°C] - Etanol
T2(t) = [°C] - Parede
20,0
0,0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
tempo [s]
Figura 5.3 – Simulação de elevação da temperatura para h = 170W / m 2 K
No gráfico da figura 5.3 observa-se que o tempo de aquecimento para elevar
a temperatura de 0 a 80°C foi de aproximadamente 9 segundos, mantendo-se todos
os demais parâmetros inalterados e "ajustando" somente o h , que no caso, foi de
170 W/m2.K. Assim o modelamento reproduz o mesmo valor obtido através dos
ensaios e apresenta-se como uma ferramenta para estimativa da temperatura do
combustível no interior do injetor.
95
6 CONCLUSÕES E TRABALHOS FUTUROS
O objetivo deste trabalho foi de desenvolver um modelamento matemático
que fosse capaz de estimar a elevação da temperatura no interior do injetor em
função do tempo, levando-se em consideração as variáveis envolvidas no processo
de aquecimento.
Para tal, algumas hipóteses simplificadoras foram identificadas, e um
equacionamento matemático baseado na hipótese de sistema concentrado foi
proposto e chegou-se a definição de duas equações diferenciais que representam o
fenômeno de aquecimento no injetor. A parede do injetor e o etanol foram tratados
como sistemas concentrados e o acoplamento entre eles se deu pela transferência
de calor da parede para o etanol.
Posteriormente, estas equações foram resolvidas o que permitiu obter as
curvas de aquecimento como função do tempo e dos demais parâmetros envolvidos.
Uma análise de sensibilidade em diferentes condições foi realizada para
verificar o impacto dos diversos parâmetros nos resultados da simulação. Foram
simuladas variações de potência de aquecimento obtendo-se as curvas de
aquecimento que como função do tempo como mostrado no gráfico da figura 4.7.
Analogamente, foram simulados diferentes valores de coeficiente médio de
transferência de calor, obtendo-se sua curva de aquecimento como função do
tempo, e os resultados estão indicados no gráfico da figura 4.9.
Ensaios com injetores montados num motor foram realizados no interior de
uma câmara fria a fim de se comparar os resultados obtidos pelos ensaios com os
resultados provenientes das simulações matemáticas. Foi constatado que o
modelamento apresenta algumas limitações, o que era esperado, pois o
equacionamento por motivos de complexidade não leva em consideração todas as
variáveis que fazem parte do processo.
A estimativa do coeficiente médio de transferência de calor h exige a
realização de ensaios empíricos, uma vez que sua determinação exata não pode ser
encontrada na literatura. Em virtude deste fato, foi proposto um fator de "calibração"
do modelo a partir do h , a fim de ajustar o modelamento para fins de utilização da
simulação apresentado resultados satisfatórios de representatividade.
96
O modelamento proposto também poderá ser implementado no algoritmo de
software do sistema de gerenciamento eletrônico do motor, a fim de se estimar a
temperatura do combustível no injetor e consequentemente o tempo que esta
necessita para que atinja seu valor objetivo, pois o procedimento de partida do
veículo somente será autorizado pela (PCM) depois de decorrido este tempo e a
temperatura objetivo tenha sido alcançada. Uma vez que os injetores que serão
produzidos em série não serão dotados de termopares para informar ao sistema à
que temperatura ele se encontra, desta forma o modelamento é um artifício que
soluciona esta problemática.
Finalmente, o modelamento matemático proposto atingiu seu objetivo inicial
que foi a partir dos diversos parâmetros envolvidos no processo, elaborar um
modelo que possa ser simulado e sirva de norte para se desenvolver este novo
componente economizando na construção de amostras, minimizando o tempo de
ensaios e conseqüentemente no seu custo geral, fator preponderante quando no
desenvolvimento e viabilização de novos produtos na indústria automobilística da
atualidade.
Como sugestão para trabalho futuro, o modelamento poderá ser aperfeiçoado
numa plataforma de software Matlab®, para uma condição de fluxo dinâmico do
injetor com a finalidade de se estimar a temperatura do etanol no injetor na fase de
pré-aquecimento e também após a partida do motor em diferentes condições de
utilização como marcha-lenta, dirigibilidade a frio e medições de emissões veiculares
a fim de se verificar o impacto do aquecimento nas mesmas. No que diz respeito às
emissões de gases, este sistema deverá contribuir de maneira significativa para a
redução dos hidrocarbonetos (HC) e aldeídos (CHO) no caso do etanol, uma vez
que a maior parcela de emissão destes está concentrada na fase de partida a frio e
momentos após a mesma. Posteriormente ensaios deverão ser realizados a fim de
se comprovar a teoria.
Para tal, alguns parâmetros do sistema de gerenciamento do motor (PCM)
devem ser otimizados, tais como a quantidade inicial de combustível a ser injetada,
o ângulo de ignição, a fase de injeção, a posição da borboleta, a potência de
aquecimento e a temperatura objetivo dos injetores. Existem outros parâmetros a
serem considerados durante este procedimento, porém, estes acima são os que
devem ser otimizados na calibração do sistema de injeção para a obtenção dos
resultadosdesejados.
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