projeto de componentes da célula de testes para motores de
TRANSCRIPT
i
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO
PROJETO DE COMPONENTES DA CÉLULA DE TESTES PARA
MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA DO LMT
César Augusto Corrêa Miguéis
2014
ii
PROJETO DE COMPONENTES DA CÉLULA DE TESTES PARA
MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA DO LMT
César Augusto Corrêa Miguéis
Projeto de Graduação apresentado ao Curso
de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte
dos requisitos necessários à obtenção do título de
Engenheiro.
Orientador: Prof. Albino José Kalab Leiroz, PhD.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
FEVEREIRO DE 2014
iii
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO
Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
PROJETO DE COMPONENTES DA CÉLULA DE TESTES PARA
MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA DO LMT
César Augusto Corrêa Miguéis
PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO
DE ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE
ENGENHEIRO MECÂNICO.
Aprovado por:
________________________________________________
Prof. Albino José Kalab Leiroz
________________________________________________
Prof. Marcelo José Colaço
________________________________________________
Prof. Nísio de Carvalho Lobo Brum
________________________________________________
Eng. Nauberto Rodrigues Pinto
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
FEVEREIRO DE 2014
iv
Miguéis, César Augusto Corrêa
Projeto de componentes da célula de teste para motores
de combustão interna do LMT / César Augusto Corrêa
Miguéis – Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2013.
xx, 70 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Albino José Kalab Leiroz, PhD.
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso
de Engenharia Mecânica, 2014.
Referências Bibliográficas: p. 68-70.
1. Motores de combustão interna. 2. Células de teste. 3.
Dinamômetro. 4. Trocador de calor. 5. Acoplamentos. I.
Leiroz, Albino. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro,
Escola Politécnica, Curso de Engenharia Mecânica. III.
Projeto de componentes de uma célula de teste para motores
de combustão interna.
v
"O sucesso é a soma de pequenos esforços - repetidos dia sim, e no outro dia
também.”
Autor desconhecido
vi
DEDICATÓRIA
À minha família, em especial, meus pais Paulo César e Fátima, e meu irmão
Paulo, por realizarem enormes esforços e sacrifícios para que eu pudesse chegar onde
hoje estou.
À minha amada parceira, amiga e namorada Ágatha Weinberg, por me encorajar
e me dar ânimo para enfrentar todos os desafios encontrados nesses quatro anos de
cumplicidade.
vii
AGRADECIMENTOS
À todos que de uma forma ou de outra fizeram parte dessa (mais do que) longa
jornada.
À minha família e minha namorada, por serem a base de tudo, onde sempre
encontrei apoio e compreensão.
A todos os professores e funcionários do Departamento de Engenharia
Mecânica.
Ao Prof. Flávio de Marco Filho, pela orientação acadêmica durante esses anos
de faculdade.
Ao Prof. Albino José Kalab Leiroz, pela paciência e pela orientação no presente
trabalho.
Ao (Prof.) Eng. Nauberto Pinto, pela enorme ajuda na realização deste trabalho.
Ao Prof. Nísio de Carvalho Lobo Brum, pela experiência e conhecimentos
transmitidos.
Aos Professores Fernando Augusto de Noronha Castro Pinto e Thiago Gamboa
Ritto, pela orientação à Equipe Minerva Baja UFRJ, durante o período em que fui
membro da mesma.
A todos os amigos da Equipe Minerva Baja UFRJ, por todo crescimento
profissional e pessoal possibilitados por vocês durante os 3 anos de convívio.
A todos os amigos do CAp-UFRJ, que me ajudaram a ser quem eu sou hoje.
A UFRJ, que desde a época do Colégio de Aplicação me proporcionou um
ensino de qualidade.
viii
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica / UFRJ como parte
dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
Projeto de Componentes da Célula de Testes para Motores de Combustão Interna do
LMT
César Augusto Corrêa Miguéis
Março/2013
Orientador: Albino José Kalab Leiroz
Curso: Engenharia Mecânica
O presente trabalho visa o projeto de componentes que possibilitariam a utilização da
célula de testes que se encontra no Laboratório de Máquinas Térmicas da UFRJ, o que
tornaria possível a obtenção de curvas de desempenho e análise de emissões do motor
para diferentes combustíveis e/ou misturas de combustíveis. A célula já contava com o
motor e com o dinamômetro, e, a partir disto, o escopo deste trabalho foi definido de
forma a contemplar o projeto do trocador de calor do sistema de arrefecimento do
motor, assim como do acoplamento entre o motor e o dinamômetro, além da seleção dos
componentes do sistema de aquisição de dados, responsáveis por garantir o correto
funcionamento da célula, assim como obter informações importantes para fins de
pesquisa e estudo.
Palavras-chave: Motores de combustão interna, Células de teste, Dinamômetro,
Trocador de calor, Acoplamentos.
ix
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of
the requirements for the degree of Engineer.
Design of LMT Internal Combustion Engine Cell Test Components
César Augusto Corrêa Miguéis
March/2013
Advisor: Albino José Kalab Leiroz
Course: Mechanical Engineering
The present work aims to design components that would allow the use of a test cell at
the Laboratory of Thermal Machines of UFRJ, which would make it possible to obtain
performance curves and analysis of engine emissions for different fuels and / or
mixtures fuel. The cell already had the engine and the dynamometer, and, from this, the
scope of this work was defined to include the design of the heat exchanger of the
cooling system of the engine, as well as the coupling between the engine and
dynamometer, and the selection of the data acquisition system components, responsible
for ensuring the correct functioning of the cell, as well as obtain important information
for purposes of research and study.
Key-words: Internal combustion engines, Cell test, Dynamometer, Heat Exchanger,
Couplings
x
SUMÁRIO
Capítulo 1 - INTRODUÇÃO .................................................................................................... 1
1.1 Objetivos ............................................................................................................... 2
1.2 Motivação .............................................................................................................. 2
1.3 Estrutura do Trabalho ............................................................................................ 3
Capítulo 2 - CÉLULAS DE TESTE PARA MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA ....... 4
2.1 Motores de Combustão Interna ............................................................................. 4
2.2 Dinamômetros ....................................................................................................... 5
Capítulo 3 - CÉLULA DE TESTES DO LABORATÓRIO DE MÁQUINAS TÉRMICAS
DA UFRJ .................................................................................................................................... 8
3.1 Motor Peugeot 206 1.6 16V .................................................................................. 8
3.2 Dinamômetro I2D Hofmann ................................................................................. 9
Capítulo 4 - TROCADOR DE CALOR DO SISTEMA DE ARREFECIMENTO DO
MOTOR .................................................................................................................................... 11
4.1 Introdução ............................................................................................................ 11
4.2 Trocadores de Calor ............................................................................................ 13
4.2.1 Tipos de Trocadores de Calor ................................................................... 13
4.2.1.1 Classificação Pelo Processo de Transferência ................................... 13
4.2.1.2 Classificação Pelo Nível de Compacticidade .................................... 14
4.2.1.3 Classificação Pelo Tipo de Construção.............................................. 14
4.2.1.4 Classificação Quanto à Disposição das Correntes ............................. 15
4.2.1.5 Classificação Pelo Mecanismo de Transferência de Calor ................ 15
4.3 Organização do Projeto ....................................................................................... 15
4.4 Projeto Térmico do Trocador de Calor ............................................................... 15
4.4.1 Parâmetros Gerais do Sistema .................................................................. 16
4.4.2 Estimativa da Perda de Carga Admissível no Trocador ........................... 20
4.4.3 Cálculo dos Coeficientes de Transferência de Calor ................................ 22
xi
4.4.3.1 Especificação dos Componentes do Trocador de Calor .................... 22
4.4.3.2 Parâmetros do Escoamento da Água no Tubo Helicoidal ................. 24
4.4.3.3 Parâmetros do Escoamento da Água no Casco .................................. 26
4.4.3.4 Cálculo do Coeficiente Global de Transferência de Calor ................ 28
4.4.3.5 Análise das Resistências por Depósito Disponível e Requerida ........ 31
4.4.3.6 Cálculo das Perdas de Carga .............................................................. 32
4.5 Projeto Mecânico do Trocador de Calor ............................................................. 33
4.5.1 Verificação da Espessura do Tubo Interno Helicoidal ............................. 34
4.5.2 Verificação da Espessura do Casco .......................................................... 36
4.5.3 Cálculo do Vão Entre Suportes Para o Tubo Interno ................................ 37
4.6 Características do Trocador de Calor Projetado .................................................. 39
4.6.1 Componentes Necessários ........................................................................ 39
4.6.2 Seleção de Materiais ................................................................................. 39
4.6.3 Desenhos Esquemáticos ............................................................................ 39
Capítulo 5 - ACOPLAMENTO MOTOR-DINAMÔMETRO ............................................... 42
5.1 Verificação da resistência do eixo ....................................................................... 44
5.1.1 Análise Pela Teoria Clássica de Eixos e Árvores ..................................... 44
5.1.2 Análise por Elementos Finitos .................................................................. 50
5.2 Proteção do Acoplamento ................................................................................... 54
Capítulo 6 - INSTRUMENTAÇÃO ........................................................................................ 56
6.1 Escolha das Variáveis a Serem Monitoradas ...................................................... 56
6.2 Instrumentação Existente .................................................................................... 57
6.3 Seleção dos Demais Componentes do Sistema de Aquisição de Dados ............. 60
6.3.1 Medição da Temperatura do Combustível ................................................ 61
6.3.2 Medição do Consumo de Combustível ..................................................... 61
6.3.3 Medição da Vazão dos Fluidos do Sistema de Arrefecimento do Motor . 63
6.3.4 Medição de Pressão................................................................................... 63
xii
6.3.5 Análise da Composição dos Gases de Descarga do Motor ....................... 64
Capítulo 7 - CONCLUSÃO E SUGESTÕES ......................................................................... 66
BIBLIOGRAFIA ...................................................................................................................... 68
ANEXOS .................................................................................................................................. 71
xiii
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 -Tempos de operação de um motor ciclo Otto. ............................................................ 5
Figura 2 -Mecanismo Biela-Eixo de Manivelas. ........................................................................ 6
Figura 3 -Freio de Prony. Adaptado de PLINT e MARTYR (1999). ........................................ 6
Figura 4 - Célula de Testes do LMT, equipada com motor e dinamômetro............................... 8
Figura 5 -Motor Peugeot 1.6 16V (PACHECO, 2012). ............................................................. 9
Figura 6 – Componentes típicos de um dinamômetro elétrico de corrente parasita. (Adaptado
de PLINT por PACHECO,2012) .............................................................................................. 10
Figura 7 - Local de instalação do Trocador de Calor ............................................................... 12
Figura 8 - Circuito ao qual será ligado o trocador de calor ...................................................... 13
Figura 9 - Fluxograma do projeto do Trocador de Calor. ........................................................ 16
Figura 10 -Detalhes do radiador. .............................................................................................. 20
Figura 11 - Detalhes dos dutos do radiador. ............................................................................. 20
Figura 12 -Detalhes da geometria do radiador. ........................................................................ 21
Figura 13 - Trocador de calor do tipo casco e hélice. Adaptado de www.jondom.com .......... 23
Figura 14 -Posicionamento dos tubos no trocador de calor...................................................... 23
Figura 15 -Variação do coeficiente de troca de calor. .............................................................. 26
Figura 16 -Variação do coeficiente de transferência de calor. ................................................. 28
Figura 17 -Esquema da transferência de calor para três seções do trocador. ........................... 29
Figura 18 -Curva de operação da bomba. Adaptado de DANCOR (2013). ............................. 35
Figura 19 -Curva de operação da bomba. Adaptado de DANCOR (2013). ............................. 36
Figura 20 -Viga bi-engastada. .................................................................................................. 38
Figura 21 – Ilustração do trocador de calor em perspectiva. .................................................... 40
Figura 22 – Ilustração do trocador de calor sem o casco em perspectiva. ............................... 40
Figura 23 – Ilustração do trocador de calor. ............................................................................. 41
Figura 24 – Ilustração do trocador de calor sem o casco.......................................................... 41
Figura 25 - Eixo posicionado entre o motor e o dinamômetro ................................................. 43
Figura 26-Ilustração da renderização do eixo........................................................................... 43
Figura 27 - Eixo utilizado nos cálculos. ................................................................................... 44
Figura 28 - Dimensões do eixo utilizado nos cálculos. ............................................................ 45
Figura 29 - Solda por filete na face superior do disco. ............................................................. 48
Figura 30 - Solda por filete na parte inferior do disco.............................................................. 48
xiv
Figura 31 - Modelo para análise por elementos finitos. ........................................................... 51
Figura 32 - Resultado da tensão equivalente de vonMises.. ..................................................... 52
Figura 33 - Resultado do deslocamento resultante. .................................................................. 52
Figura 34 - Resultado da deformação. ...................................................................................... 53
Figura 35 -Fator de segurança. ................................................................................................. 53
Figura 36 - Proteção do acoplamento aberta. ........................................................................... 54
Figura 37 - Acoplamento com proteção aberta. ....................................................................... 55
Figura 38 - Acoplamento com proteção fechada. ..................................................................... 55
Figura 39 - Diagrama básico dos componentes de um sistema de aquisição de dados
(PACHECO, 2012). .................................................................................................................. 56
Figura 40 - Célula de Carga MK CSA/ZL-100 (PACHECO, 2012). ....................................... 58
Figura 41 - Condicionador de Sinais MK TC-05 (PACHECO, 2012). .................................... 58
Figura 42 - Sensor Pick-Up magnético DLG SP02-5 8G1SM 80 (PACHECO, 2012). .......... 59
Figura 43 - Reservatório de combustível .................................................................................. 62
Figura 44 - Balança BL-6050-200. Adaptado de www.alfainstrumentos.com.br .................... 62
Figura 45 - Medidor de vazão MTL025RN4WFI / SCFID. Adaptado de www.dwyler.com.br
.................................................................................................................................................. 63
Figura 46 – Transmissor de pressão MBS3000. Adaptado de www.contechind.com.br ......... 64
Figura 47 - Analisador de Gases TESTO 350-XL ................................................................... 65
Figura 48 - Sistema desenvolvido em LabView (PACHECO, 2012). ..................................... 67
xv
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Resumo da estratégia de implantação do PROCONVE para veículos leves.
Adaptado de www.mma.gov.br (2013) ...................................................................................... 1
Tabela 2 – Resumo da estratégia de implantação do PROCONVE para veículos pesados.
Adaptado de www.mma.gov.br (2013) ...................................................................................... 2
Tabela 3 -Aspectos gerais do motor Peugeot 1.6 16V (PACHECO, 2012). .............................. 9
Tabela 4 -Parâmetros do circuito primário. .............................................................................. 18
Tabela 5 -Parâmetros do circuito secundário. .......................................................................... 19
Tabela 6 -Detalhes do tubo interno helicoidal. ......................................................................... 23
Tabela 7 -Detalhes do casco. .................................................................................................... 24
Tabela 8 -Detalhes do tubo interno para redução da área de passagem. .................................. 24
Tabela 9 -Resumo dos resultados. ............................................................................................ 25
Tabela 10 -Resumo dos resultados. .......................................................................................... 28
Tabela 11 -Coeficiente de troca de calor para cada seção do trocador. .................................... 31
Tabela 12 -Resultados de deflexão máxima, momento fletor máximo e tensão máxima. ....... 38
Tabela 13 -Componentes para a construção do trocador de calor. ........................................... 39
Tabela 14 - Dados do acoplamento comercial Radex (RADEX ACOPLAMENTOS, 2013). 42
Tabela 15 - Propriedades do material do eixo (MATWEB, 2013). .......................................... 45
Tabela 16 - Diâmetros mínimos para cada seção do eixo. ....................................................... 47
Tabela 17 - Parâmetros calculados para o cordão de solda da face superior............................ 50
Tabela 18 - Parâmetros calculados para o cordão de solda da face inferior. ............................ 50
Tabela 19 - Seleção de Termopares. ......................................................................................... 59
Tabela 20 - Componentes relativos à instrumentação existente na célula. .............................. 60
Tabela 21 - Características do Medidor de Vazão. ................................................................... 63
Tabela 22 – Características do Transmissor de Pressão. .......................................................... 64
xvi
LISTA DE SÍMBOLOS
F Força aplicada no braço de alavanca do dinamômetro
ba Braço de alavanca do dinamômetro
Te1 Temperatura de entrada do fluido do circuito primário
Ts1 Temperatura de saída do fluido do circuito primário
Te2 Temperatura de entrada do fluido do circuito secundário
Ts2 Temperatura de saída do fluido do circuito secundário
ρa Massa específica da água
µa Viscosidade dinâmica da água
ka Condutividade térmica da água
cpa Calor específico da água
pra Número de Prandtl da água
ρaqm Massa específica média da água do circuito primário
µaqm Viscosidade dinâmica média da água do circuito primário
kaqm Condutividade Térmica média da água do circuito primário
cpaqm Calor específico médio da água do circuito primário
praqm Número de Prandtl médio da água do circuito primário
ρafm Massa específica média da água do circuito secundário
µafm Viscosidade dinâmica média da água do circuito secundário
kafm Condutividade Térmica média da água do circuito secundário
cpafm Calor específico médio da água do circuito secundário
prafm Número de Prandtl médio da água do circuito primário
Q Carga térmica transferida no trocador de calor
Potútil Potência útil entregue pelo motor
Mq Vazão mássica do fluido no circuito primário
Mf Vazão mássica do fluido no circuito secundário
Dhr Diâmetro hidráulico do duto do radiador
Vrad Velocidade do escoamento no duto do radiador
Arad Área de passagem de água no duto do radiador
Ndutos Número de dutos do radiador
Rerad Número de Reynolds do escoamento no radiador
ΔPrad Perda de carga no radiador
frad Fator de atrito no radiador
xvii
Deh Diâmetro externo do tubo helicoidal
Dih Diâmetro interno do tubo helicoidal
Dec Diâmetro externo do casco
Dic Diâmetro interno do casco
Det Diâmetro externo do tubo interno
Dit Diâmetro interno do tubo interno
Velf Velocidade do escoamento da água do circuito secundário
Reh Número de Reynolds do escoamento no tubo helicoidal
Resp Raio da espira do tubo helicoidal
Recrít Número de Reynolds crítico do escoamento no tubo helicodal
p Passo da espira no tubo helicoidal
NDean Número de Dean do escoamento no tubo helicoidal
γ Passo adimensional do tubo helicoidal
He Número de hélice do tubo helicoidal
Nui Número de Nusselt do escoamento no tubo helicoidal
hi Coeficiente de transferência de calor interno ao tubo helicoidal
Ap Área de passagem da água no casco
Pmol Perímetro molhado pela água no casco
Dhc Diâmetro hidráulico da passagem de água no casco
Velq Velocidade do escoamento dágua do circuito primário
Rec Número de Reynolds do escoamento no casco
Nuo Número de Nusselt do escoamento no casco
ho Coeficiente de transferência de calor externo ao tubo helicoidal
Lh Comprimento do tubo helicoidal
C Comprimento do casco
A Área de troca de calor
Nesp Número de espiras do tubo helicoidal
Ts2n Temperatura de saída da água do circuito secundário no trocador
limpo
U1 Coeficiente global de transferência de calor na seção 1
Um Coeficiente global de transferência de calor na seção 2
Tm1 Temperatura da água do circuito primário na seção 2
Tm2 Temperatura da água do circuito secundário na seção 2
xviii
U2 Coeficiente global de transferência de calor na seção 3
Ts1n Temperatura de saída da água do circuito primário no trocador
limpo
Ulimpo Coeficiente global de transferência de calor no trocador limpo
LMTDlimpo Diferença de temperatura média logarítmica no trocador limpo
Qlimpo Carga térmica trocada no trocador limpo
Usujo Coeficiente global de transferência de calor no trocador sujo
LMTDsujo Diferença de temperatura média logarítmica no trocador sujo
Rfdisp Resistência por depósito disponível
Rfreq Resistência por depósito requerida
fk Fator de atrito no interior do tubo helicoidal
ΔPh Perda de carga no tubo helicoidal
fc1 Fator de atrito para escoamento turbulento
fc2 Fator de atrito para escoamento laminar
ΔPc Perda de carga no casco
Shh Tensão de escoamento do material do tubo helicoidal
Yh Coeficiente de redução para o material do tubo helicoidal
Eh Eficiência da solda no tubo helicoidal
Ch Margem de corrosão/erosão no tubo helicoidal
Phproj Pressão de projeto interna ao tubo helicoidal
Potbf Potência requeria pela bomba no circuito secundário
thmin Espessura mínima do tubo helicoidal
Pcol Pressão de colapso externa ao tubo helicoidal
Eel Módulo de elaticidade do material do tubo helicoidal
λ Coeficiente de Poison do material do tubo helicoidal
Pcproj Pressão de projeto interna ao casco
tcmin Espessura mínima do casco
Sch Tensão de escoamento do material do casco
Yc Coeficiente de redução para o material do casco
Ec Eficiência da solda no casco
Cc Margem de corrosão/erosão no casco
Dev Diâmetro externo da viga
Div Diâmetro externo da viga
xix
Cv Comprimento da viga
Disttubo/helice Distância entre o tubo helicoidal e o tubo interno
Ptubo Peso do tubo helicoidal
Dl Densidade linear do tubo helicoidal
g Aceleração da gravidade
Patubo Peso da água contida no tubo helicoidal
Ptotal Peso total no tubo
Pdist Peso distribuído do tubo
Iti Momento de inércia da viga
Sy Tensão de escoamento do material do eixo
T Torque atuante no eixo
dminest Diâmetro mínimo do eixo relativo à análise estática
Lseção Comprimento de cada seção do eixo
G Módulo de cisalhamento do material do eixo
Θtotal Deformação angular total do eixo
Dseção Diâmetro de cada seção do eixo
Ta Amplitudo torque aplicado no eixo
Tm Torque médio aplicado no eixo
Se Limite de resistência à fadiga para vida infinita
Dmindin Diâmetro mínimo do eixo relativo à análise dinâmica
Ka Fator de acabamento superficial
Kb Fator de tamanho
Kc Fator de confiabilidade
Kd Fator de temperatura
Ke Fator de concentração de tensões
Kf Fator de efeitos diversos
Sut Tensão de resistência à tração
Kfs Fator de concentração de tensão de fadiga da junta soldada
h Comprimento da perna do filete da junta soldada
As Área da união soldada
Asi Área do corda de solda inferior
Ass Área do corda de solda superior
hsi Comprimento da perna do filete de solda inferior
xx
hss Comprimento da perna do filete de solda superior
Tqmotor Torque do motor
Fcg Força aplicada pelo braço de torque
Bd Braço de calibração
Potmotor Potência do motor
Nmotor Rotação do motor
1
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
Motores de combustão interna ainda são uma das mais, senão a mais utilizada máquina
de conversão de energia química em energia mecânica no mundo atual. Contudo, tendo
em vista o cenário global atual, de crescente preocupação ambiental, a utilização de
recursos não renováveis para a geração de energia, como, por exemplo, combustíveis
fósseis como o petróleo, se tornam cada vez mais objetos de estudos e análises, não
somente pela inevitável futura escassez destes, como também pelos danos causados ao
ambiente quando da utilização dos mesmos.
No Brasil, o Programa de Controle de Poluição do Ar por Veículos Automotores –
PROCONVE estabelece medidas a serem tomadas de modo a mitigar os impactos
ambientais causados pelo uso de veículos automotores. As Tabs. 1 e 2 mostram de
maneira resumida as etapas de implementação do PROCONVE e suas respectivas
medidas associadas, para veículos leves e pesados, respectivamente. No Anexo 1 se
encontram as tabelas com as informações integrais.
Para análise tanto de desempenho, quanto de emissões de um motor, se faz necessária a
utilização de uma célula de testes, um ambiente adequado e seguro para a instalação dos
componentes necessários ao correto funcionamento do motor e obtenção de dados e
informações que se fazem importantes diante do cenário descrito anteriormente.
Tabela 1 – Resumo da estratégia de implantação do PROCONVE para veículos leves. Adaptado de
www.mma.gov.br (2013)
Fase (Período) Objetivo
L1 (1988-1991) Reciclagem dos Gases de Emissão
L2 (1992-1996) Instalação de Catalisadores e Injeção
Eletrônica
L3 (1997-2004) Instalação de Sensores de Oxigênio
(Sonda Lambda)
L4 (2005-2008) Redução das Emissões de HC e NOx
L5 (2009-2013) Redução das Emissões de HC e NOx
2
Tabela 2 – Resumo da estratégia de implantação do PROCONVE para veículos pesados. Adaptado
de www.mma.gov.br (2013)
Fase (Período) Objetivo
P1 e P2 (1990-1993) Controle da Emissão de Gases e de
Material Particulado
P3 (1994-1997) Redução das Emissões de HC, CO e NOx
P4 (1998-2002) Redução das Emissões de HC, CO e NOx
P5 (2003-2008) Redução das Emissões de HC, CO, NOx
e Material Particulado
P6 (2009-2011) Redução das Emissões de HC, CO, NOx
e Material Particulado
1.1 Objetivos
O presente trabalho tem como objetivo o projeto de componentes necessários à
utilização da célula de testes de motores de combustão interna presente no LMT, mais
precisamente o trocador de calor do sistema de arrefecimento e o acoplamento entre o
motor e o dinamômetro utilizados na célula, assim como a seleção dos componentes do
sistema de aquisição de dados, para que seja possível monitorar de maneira confiável os
parâmetros que garantam o bom funcionamento de todo o sistema e, também, a
aquisição de dados para posterior análise.
1.2 Motivação
Quando do início do presente projeto, a principal motivação para a conclusão deste foi a
real possibilidade de fabricação e implementação dos resultados obtidos. A utilização do
projeto para fins acadêmicos e de pesquisa, também foi importante fator na decisão de
realizar este trabalho.
3
1.3 Estrutura do Trabalho
De modo a impor uma ordem lógica que facilite o entendimento deste trabalho, este foi
organizado da seguinte maneira: no Cap. 2 é apresentada uma breve descrição de células
de teste para motores de combustão interna e seus diversos componentes, em especial o
motor propriamente dito e o dinamômetro. No Cap.3 será descrita a situação da célula
de testes do Laboratório de Máquinas Térmicas da UFRJ (LMT), quando do início deste
trabalho, incluindo também a descrição tanto do motor quando do dinamômetro que
serão utilizados na célula de testes. O Cap.4 tratará do projeto do trocador de calor do
sistema de arrefecimento do motor, enquanto no Cap. 5 será detalhado o projeto do
acoplamento entre o motor e o dinamômetro. O Cap. 6 terá como objeto de estudo, a
seleção dos componentes do sistema de aquisição de dados da célula de testes, enquanto
o Cap. 7 conterá as conclusões e sugestões de futuros trabalhos.
4
Capítulo 2
CÉLULAS DE TESTE PARA MOTORES DE COMBUSTÃO
INTERNA
Segundo PLINT e MARTYR (1999), uma célula de teste é um complexo de máquinas,
instrumentação e serviços, os quais devem operar juntos como um todo. Aspectos tais
como segurança do operador e sistemas de alimentação de combustível, energia elétrica,
água e ar devem ser pensados desde o início do projeto, de modo a suprir de maneira
adequada a demanda de todo este complexo e garantir seu adequado funcionamento.
Dentre os equipamento e sistemas presentes numa célula de teste, podemos destacar,
além dos mencionados anteriormente, o sistema de aquisição de dados, composto por
sensores, placas de aquisição, componentes para tratamentos de sinais e computadores,
além do motor e do dinamômetro. Estes dois últimos serão objetos de uma análise um
pouco mais detalhada a seguir.
2.1 Motores de Combustão Interna
O propósito de um motor de combustão interna é produzir energia mecânica a partir da
energia química contida no combustível (HEYWOOD, 1988). Tendo sua origem em
meados do século XIX com Nicholas Otto (HEYWOOD, 1988), os motores de
combustão interna tiveram nítida evolução no que diz respeito à aspectos construtivos,
principalmente com relação ao peso e ao tamanho, possibilitados pelo desenvolvimento
e/ou descoberta de materiais com melhores propriedades para a construção do mesmo.
Com relação à sua eficiência, apesar de também ter havido uma melhora acentuada
neste quesito, ela ainda continua sendo baixa.
Os motores de combustão interna mais utilizados atualmente são os motores ciclo Otto e
ciclo Diesel. Estes diferem entre si principalmente pelo mecanismo responsável pela
ignição da mistura ar combustível (no Otto pela centelha originada pela vela de ignição,
e no Diesel pela compressão do ar causado pelo movimento do pistão), o que torna
necessária a utilização de combustíveis com diferentes características em cada um deles.
5
Tendo como base o ciclo Otto, pode-se observar como a energia liberada pela queima
do combustível é convertida em energia mecânica e como o movimento rotativo do eixo
do motor é gerado através do movimento alternativo do pistão. Na Fig. 1, pode se
observar os tempos de funcionamento de um motor ciclo Otto. No primeiro tempo,
denominado admissão, o movimento do pistão para o ponto morto inferior (PMI) causa
um gradiente de pressão que, combinado com a abertura da válvula de admissão, aspira
a mistura ar combustível para dentro do cilindro do pistão. Em seguida ocorre o tempo
de compressão, onde o pistão se move para o ponto morto superior (PMS) com as
válvulas fechadas, comprimindo a mistura ar combustível. O terceiro tempo é o
chamado tempo Motor, quando ocorre a combustão da mistura originada pela centelha e
também a descida do pistão (expansão). O último tempo é o de exaustão, quando o
pistão se move para cima e a válvula de escape se encontra aberta, fazendo assim com
que os produtos da combustão sejam expulsos do cilindro. Esse movimento alternativo
do pistão é convertido em movimento rotativo através de um mecanismo de biela
acoplado ao eixo de manivelas, como mostra a Fig. 2. Uma análise análoga pode ser
feita ao motor Diesel, respeitando-se algumas diferenças, quanto ao fluido de trabalho,
modo de injeção de combustível e mecanismo de ignição.
Figura 1 -Tempos de operação de um motor ciclo Otto.
2.2 Dinamômetros
Dinamômetros são dispositivos capazes de mensurar o torque advindo do eixo de saída
de motores através da geração de torque resistivo. O princípio de funcionamento utiliza-
6
Figura 2 -Mecanismo Biela-Eixo de Manivelas.
do é o de que, para que a rotação do eixo do motor (que está acoplado ao eixo do
dinamômetro) seja constante, é necessário que o torque resistivo gerado no
dinamômetro seja tal que tenha o mesmo módulo, porém sentido oposto ao torque
gerado pelo motor (PLINT e MARTYR, 1999).
Os diversos tipos de dinamômetros se diferenciam pelo mecanismo de geração do
torque resistivo. A Fig. 3 ilustra o funcionamento de um dos primeiros dinamômetros
construídos, chamado Freio de Prony.
Figura 3 -Freio de Prony. Adaptado de PLINT e MARTYR (1999).
7
O torque resistivo é obtido a partir da aplicação de uma força F em um braço de
alavanca de comprimento ba. É importante destacar que a potência não é medidas de
maneira direta, mas sim obtidas através de cálculos que envolvem tanto a rotação do
motor (no cálculo da potência) quanto do valor da força F. Outros tipos de
dinamômetros utilizam princípios hidráulicos ou elétricos na geração do torque
resistivo.
8
Capítulo 3
CÉLULA DE TESTES DO LABORATÓRIO DE MÁQUINAS
TÉRMICAS DA UFRJ
Quando do início do presente trabalho, a célula de teste localizada no Laboratório de
Máquinas Térmicas da UFRJ – LMT (Fig. 4) já se encontrava equipada com o motor e
com o dinamômetro, além de parte da instrumentação necessária para o monitoramento
do dinamômetro. A seguir, serão descritas as características destes componentes.
Figura 4 - Célula de Testes do LMT, equipada com motor e dinamômetro
3.1 Motor Peugeot 206 1.6 16V
O motor Peugeot1.6 16V é um motor de combustão interna de ignição por centelha. A
Tab. 3 mostra de forma resumida, os principais aspectos deste motor, que serão úteis no
decorrer deste trabalho. A Fig. 5 mostra o motor nas dependências do LMT.
9
Tabela 3 -Aspectos gerais do motor Peugeot 1.6 16V (PACHECO, 2012).
Modelo Peugeot1.6 16V
Número de Cilindros 4 em Linha
Número de Válvulas por Cilindro 4
Cilindrada Total 1587 cm³
Potência Máxima 110 CV @ 5750 RPM
Torque Máximo 15 kgf.m @ 4000 RPM
Razão de Compressão 10.5
Sistema de Alimentação Injeção Eletrônica
Diâmetro x Curso do Pistão 78.5 x 82 mm
Figura 5 -Motor Peugeot 1.6 16V (PACHECO, 2012).
3.2 Dinamômetro I2D Hofmann
O dinamômetro presente no LMT é o dinamômetro I2D, da marca Hofmann. Aqui, cabe
ressaltar o trabalho realizado pelo Engenheiro César Pacheco, responsável pela
recuperação do equipamento, assim como o estudo que verifica a compatibilidade entre
o motor e o dinamômetro (PACHECO, 2012).
10
Este é um dinamômetro elétrico de corrente parasita, que utiliza o campo magnético
gerado pela bobina para induzir o torque resistivo no rotor (PACHECO, 2012). A Fig. 6
mostra de maneira esquemática os componentes típicos deste tipo de dinamômetro.
Figura 6 – Componentes típicos de um dinamômetro elétrico de corrente parasita. (Adaptado de PLINT
por PACHECO,2012)
11
Capítulo 4
TROCADOR DE CALOR DO SISTEMA DE ARREFECIMENTO
DO MOTOR
4.1 Introdução
Durante o processo de combustão, o interior do cilindro de um motor de combustão
interna pode atingir temperaturas da ordem de 2500 K, ou aproximadamente 2230 °C.
Como a máxima temperatura sob a qual o material da câmara de combustão pode
trabalhar se encontra muito abaixo desse valor, portanto, o resfriamento do cilindro e do
pistão se faz necessário (HEYWOOD, 1988). O sistema responsável pela manutenção
da temperatura dentro de uma faixa ótima é o sistema de arrefecimento.
Para que a energia térmica seja transferida do motor para o ambiente externo, é
necessário que haja um meio arrefecedor. Os meios mais comumente utilizados são o ar
e/ou a água.
Sistemas de arrefecimento a ar – usado em aviões, motocicletas e
alguns veículos e tratores. Normalmente os motores são aletados,
aumentando a superfície de troca de calor.
Sistemas de arrefecimento a água – usado em motores estacionários
agrícolas e industriais. O controle da temperatura é feito através de
uma válvula termostática e só ocorre o superaquecimento se faltar
água.
Sistema de arrefecimento a ar e água – usado em motores de
pequena, média e alta potência de tratores e veículos. A água circula
pelo motor, retirando calor do mesmo, e o transfere para o ar, por
meio de um trocador de calor, normalmente um radiador, que
também conta com uma ventoinha instalada na parte frontal, para
aumentar o fluxo de ar sobre o radiador e, consequentemente, a troca
de calor entre os meios.
12
Neste trabalho, o foco do projeto do sistema de arrefecimento será o dimensionamento
termo-mecânico de um trocador de calor capaz de substituir o radiador no papel de
arrefecer o motor Peugeot 1.6 16V de maneira adequada, respeitando os seguintes
requisitos:
Ocupar um espaço reduzido, com aproximadamente 1 m² de área (Fig.
7).
Perda de Carga tal que seja possível utilizar a bomba d’água original do
motor
Fácil aquisição de componentes e fabricação
Baixo investimento (não foi especificado um valor máximo)
Figura 7 - Local de instalação do Trocador de Calor
O trocador de calor será ligado ao sistema de água do LMT, conforme mostrado de
maneira esquemática na Fig. 8. A cor azul representa o fluido frio e a cor vermelha
representa o fluido quente.
13
Figura 8 - Circuito ao qual será ligado o trocador de calor
4.2 Trocadores de Calor
Segundo OZISIK (1990), trocadores de calor são equipamentos que facilitam a troca de
calor entre dois ou mais fluidos em temperaturas diferentes. Em alguns tipos de
trocadores, como o casco-e-tubo e o próprio radiador automotivo, a transferência de
calor acontece principalmente pelos mecanismos de convecção e condução, de um
fluido quente para um fluido frio, separados por uma parede metálica. Em outros tipos,
como nas torres de resfriamento, a troca de calor ocorre pelo contato direto entre os
fluidos quente e frio. Aplicações típicas envolvem, entre outros, aquecimento e
resfriamento de ambientes, produção de potência, recuperação de calor em processos e
processamento químico (INCROPERA et al., 2008).
4.2.1 Tipos de Trocadores de Calor
De acordo com OZISIK (1990), os trocadores de calor podem ser classificados por
cinco critérios diferentes: processo de transferência, nível de compacticidade, tipo de
construção, disposição das correntes e o mecanismo de transferência de calor.
4.2.1.1 Classificação Pelo Processo de Transferência
Contato Direto – neste tipo ocorre o contato entre os fluidos
envolvidos no processo, como, por exemplo, ocorre em torres de
resfriamento;
14
Contato Indireto – neste tipo de trocador de calor, os fluidos de
trabalho estão separados por uma superfície, normalmente metálica,
como ocorre em trocadores do tipo casco-e-tubo, duplo-tubo e
também em radiadores (OZISIK, 1990).
4.2.1.2 Classificação Pelo Nível de Compacticidade
Para que um trocador seja dito compacto, é necessário que a densidade de área
superficial em um dos lados do trocador seja superior a 700 m²/m³. Radiadores e o
próprio pulmão humano são exemplos de trocadores de calor compactos (OZISIK,
1990).
4.2.1.3 Classificação Pelo Tipo de Construção
Trocadores de calor tubulares – talvez os mais utilizados, possuem
custo relativamente baixo e podem operar em uma ampla faixa de
pressões e temperaturas. Trocadores do tipo casco-e-tubo e também
do tipo duplo-tubo são exemplos de trocadores pertencentes a esta
categoria;
Trocadores de calor de placa – são constituídos por placas delgadas e,
normalmente são projetadas para temperaturas e pressões moderadas.
Trocadores de calor de placa aletada – semelhantes ao anterior,
porém com aletas que aumentam o fator de compacticidade;
Trocadores de calor de tubo aletados – utilizados em situações em
que seja necessário operar com altas pressões com um maior nível de
compacticidade;
Trocadores de calor regenerativos – neste tipo, o fluido quente
transfere calor para o miolo do trocador e, em seguida, o fluido frio
escoa pelo miolo do trocador, recuperando o calor cedido pelo fluido
quente. Diz-se que é estático quando os fluxos dos fluidos são
controlados para ocorrerem alternadamente, ou dinâmico, quando o
movimento do miolo do trocador faz com que hora haja o contato
com o fluido quente, hora com o fluido frio (OZISIK, 1990).
15
4.2.1.4 Classificação Quanto à Disposição das Correntes
Correntes paralelas – os fluidos entram pela mesma extremidade do
trocador, escoam no mesmo sentido e deixam o trocador pela outra
extremidade;
Contracorrente – os fluidos entram por extremidades opostas do
trocador e fluem em sentidos opostos;
Correntes cruzadas – neste tipo de trocador, os fluidos escoam
perpendicularmente entre si (OZISIK, 1990).
4.2.1.5 Classificação Pelo Mecanismo de Transferência de Calor
As possibilidades para o mecanismo de transferência de calor incluem uma combinação
de quaisquer dois entre os seguintes:
Convecção forçada ou convecção livre monofásica;
Mudança de fase (ebulição ou condensação);
Radiação ou convecção e radiação combinadas (OZISIK, 1990).
4.3 Organização do Projeto
Para que o projeta fosse executado seguindo uma sequência lógica, o fluxograma
exibido na Fig. 9 foi construído.
4.4 Projeto Térmico do Trocador de Calor
Quando do início deste projeto, foi decidido que o trocador de calor projetado teria que
atender alguns requisitos gerais, comuns senão à todos, à grande maioria dos projetos de
16
Figura 9 - Fluxograma do projeto do Trocador de Calor.
trocadores de calor, tais como o tamanho, custo, perda de carga e facilidade de
fabricação. Em relação ao tamanho, por consequência do espaço disponível na célula de
testes, foi acordado que o tamanho não deveria exceder 1 m² de área ocupada. Para o
critério de custo, não houve nenhuma restrição de preço, contudo deveria se buscar usar
as alternativas mais vantajosas no aspecto financeiro. Com o que diz respeito à perda de
carga, esta foi limitada pela perda de carga estimada em um radiador relativo ao motor
Peugeot 1.6 16V, para que fosse possível a utilização da bomba d’água original do
motor. Sobre a facilidade de fabricação, foi decidido que o trocador fosse tal, que fosse
possível sua fabricação nas próprias dependências do LMT. Por motivo de facilidade de
obtenção, escolheu-se a água para ser o fluido de trabalho, tanto como fluido quente,
misturada com etilenoglicol (na proporção de 1 parte de etilenoglicol para 2 partes de
água), quanto como fluido frio, oriunda das instalações do laboratório.
4.4.1 Parâmetros Gerais do Sistema
Primeiramente, calculou-se alguns parâmetros independentes do tipo de trocador
escolhido, como as relações entre as propriedades termofísicas da água em função da
temperatura, vazões mássicas dos fluidos de trabalho e carga térmica à ser trocada no
equipamento.
De acordo com PLINT e MARTYR (1999), as temperaturas de entrada e saída da água
de refrigeração do motor (fluido quente) no trocador são, respectivamente, Te1 igual à 80
17
°C e Ts1 igual à 70 °C. Para as temperaturas da água no circuito secundário (fluido frio),
as seguintes considerações foram feitas:
A temperatura de saída da água Ts2 deve ser igual a 50 °C, para evitar o
aumento do fator de incrustamento (TEMA, 1999) e diminuir a exigência da
bomba.
A temperatura de entrada da água Te2 será considerada como sendo igual à
30 °C, levando em conta a temperatura de bulbo úmido média no Rio de
Janeiro de 26 °C (ASHRAE, 2009), adicionada um fator de approach de 4°C
(SPX COOLING TECHNOLOGIES, 2006), relativo ao resfriamento da
água na torre de resfriamento.
A seguir, serão apresentadas as funções que relacionam as propriedades termofísicas da
água com a temperatura, Eqs. 1 a 5. A temperatura deve ser expressa em [°C].
Massa específica ρa em [kg/m³] (KELL, 1975):
𝜌𝑎(𝑇) =999,83952 + (16,945176. 𝑇) − (7,9870401.
𝑇2
103) − (46,170461.𝑇3
106)
1 + (16,879850.𝑇
103) +
+ (105,56302.
𝑇4
109) − (280,54253.𝑇5
1012)
1 + (16,879850.𝑇
103)
(1)
Viscosidade μa em[Pa.s] (KESTIN, SOKOLOV e WAKEHAM, 1978):
𝜇𝑎(𝑇) =
=
(1002. 𝑒(
20−𝑇
𝑇+96).(1,2378−(
1,303
1000.(20−𝑇))+(
3,06
1000000.(20−𝑇)2)+(
2,55
100000000.(20−𝑇)3))
)
106
(2)
Condutividade térmica ka em [kW/m°C] (RAMIRES, DE CASTRO, et al.,
1995):
18
𝑘𝑎(𝑇)
= 0,6065.
−1,48445 + (4,12292. (𝑇+273,15
298,15)) − (1,638667. ((
𝑇+273,15
298,15)
2))
103
(3)
Calor específico cpa em [kJ/kg°C] (OSBORNE, STIMSON e GINNINGS,
1939):
𝑐𝑝𝑎(𝑇) = 4,1855. (0,996185 + 0,0002874. ((𝑇 + 100
100)
5,26
)
+ 0,011160. (10(−0,036.𝑇)))
(4)
Número de Prandtl pra (OZISIK, 1990):
𝑝𝑟𝑎(𝑇) =𝜇𝑎(𝑇). 𝑐𝑝𝑎(𝑇)
𝑘𝑎(𝑇) (5)
As Tabs. 4 e 5 ilustram de forma resumida alguns parâmetros calculados para a água
nos dois circuitos.
Tabela 4 -Parâmetros do circuito primário.
Água do circuito primário
Temperatura de entrada no trocador Te1 = 80 °C
Temperatura de saída do trocador Ts1 = 70 °C
Massa específica na temperatura média ρaqm = 974,8 kg/m³
Viscosidade na temperatura média μaqm = 6,6.10-4 Pa.s
Condutividade na temperatura média kaqm= 6,6.10-4 kW/m°C
Calor específico na temperatura média cpaqm= 4,19 kJ/kg°C
Número de Prandtl na temperatura média praqm= 4,14
19
Tabela 5 -Parâmetros do circuito secundário.
Água do circuito secundário
Temperatura de entrada no trocador Te2 = 30 °C
Temperatura de saída do trocador Ts2 = 50 °C
Massa específica na temperatura média ρafm = 992,2 kg/m³
Viscosidade na temperatura média μafm = 8,3.10-4 Pa.s
Condutividade na temperatura média kafm= 6,3.10-4 kW/m°C
Calor específico na temperatura média cpafm = 4,18 kJ/kg°C
Número de Prandtl na temperatura média prafm = 5,01
De acordo com PLINT e MARTYR (1999), o sistema deve ser capaz de trocar uma
carga térmica equivalente a 90% da máxima potência útil entregue pelo motor. Utilizou-
se
𝑄 = 0,9. 𝑃𝑜𝑡ú𝑡𝑖𝑙 (6)
para obtenção deste valor, onde:
Q- Carga térmica a ser trocada no equipamento [kW]
Potútil= 110CV = 80,9 kW
Substituindo os dados na Eq.6, chegamos à Q igual à 72.8 kW.
Pode-se calcular a vazão mássica da água de refrigeração do motor pela Eq.7.
𝑀𝑞 =𝑄
𝑐𝑝𝑎𝑞𝑚. (𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠1) (7)
Dados:
Mq – Vazão mássica da água de refrigeração [kg/s]
Fazendo a substituição dos dados na Eq.7, obtemos o valor de 1,7 kg/s para a vazão
mássica da água de refrigeração.
20
Fazendo uso da Eq.8, obtém-se o valor da vazão mássica de água no circuito secundário
Mf igual à 0,9 kg/s.
𝑀𝑓 =𝑄
𝑐𝑝𝑎𝑓𝑚. (𝑇𝑠2 − 𝑇𝑒2) (8)
4.4.2 Estimativa da Perda de Carga Admissível no Trocador
Para estimar a perda de carga admissível no trocador, foi necessário analisar a geometria
de um radiador original do Motor Peugeot 1.6 16V. Para tal, visitou-se a Concessionária
Peugeot La Tour, localizada no centro do Rio de Janeiro, onde o técnico mecânico Igor
Alessandro mostrou o radiador (Figs. 10 e 11) e pôde-se obter as informações
necessária para a estimativa da perda de carga no radiador, levando-se em consideração
a vazão mássica da água de refrigeração do motor calculada no item anterior.
Figura 10 -Detalhes do radiador.
Figura 11 - Detalhes dos dutos do radiador.
21
A Fig. 12 mostra de maneira esquemática a geometria do radiador.
Figura 12 -Detalhes da geometria do radiador.
Com a Eq.9, obtemos o diâmetro hidráulico da seção de passagem do radiador Dhr igual
à 6,12 mm. A área e o perímetro foram obtidos através do software SolidWorks.
𝐷ℎ𝑟 =4.94,26
61,56 (9)
A velocidade do escoamento em cada um dos dutos, Vrad, igual a 0,0016 m/s, é dada
pela Eq.10,
𝑉𝑟𝑎𝑑 =𝑀𝑞
𝐴𝑟𝑎𝑑 . 𝜌𝑎𝑞𝑚. 𝑁𝑑𝑢𝑡𝑜𝑠 (10)
onde:
Arad - área da seção do duto do radiador = 94,26 mm²
Ndutos– número de dutos do radiador = 120
Para o cálculo do Número de Reynolds, Rerad, utilizou-se a Eq.11.
22
𝑅𝑒𝑟𝑎𝑑 =𝜌𝑎𝑞𝑚. 𝑉𝑟𝑎𝑑. 𝐷ℎ𝑟𝑎𝑑
𝜇𝑎𝑞𝑚 (11)
Substituindo-se os valores na Eq. 11, encontra-se Rerad igual à 14,3.
Com isso, utilizando a Eq.12, pode-se estimar a perda de carga total no radiador, ΔPrad,
que é igual à 44,4 kPa.
Δ𝑃𝑟𝑎𝑑 = 𝑁𝑑𝑢𝑡𝑜𝑠. 𝑓𝑟𝑎𝑑 . 𝜌𝑎𝑞𝑚. (𝑉𝑟𝑎𝑑
2
2) . (
𝑙
𝐷ℎ𝑟) (12)
Com a Eq.13 e 14 sendo responsáveis pelo cálculo do fator de atrito (usa-se o maior dos
resultados), frad, com valor igual à 4,66.
𝑓𝑟𝑎𝑑 = (0,79. ln(𝑅𝑒𝑟𝑎𝑑) − 1,64)2 (13)
𝑓𝑟𝑎𝑑 =64
𝑅𝑒𝑟𝑎𝑑 (14)
4.4.3 Cálculo dos Coeficientes de Transferência de Calor
4.4.3.1 Especificação dos Componentes do Trocador de Calor
Como primeira opção, buscou-se um trocador do tipo duplo-tubo, um dos tipos mais
comuns e simples de trocadores de calor. Como não se conseguiu projetar um trocador
que atendesse à todos os requisitos estabelecidos, foi decidido que o trocador seria um
trocador do tipo casco e hélice (ver Fig. 13), com o tubo interno sendo composto por um
tubo de cobre espiralado. Como havia uma restrição maior da perda de carga para a
água do circuito primário, esta foi escolhida para escoar no casco, ao passo que a água
do circuito secundário escoaria dentro do tubo helicoidal. Para diminuir a área de
passagem do fluido no casco, aumentando assim a troca de calor, um tubo foi
posicionado no centro da espira de modo à forçar a passagem do fluido do casco pelas
23
espiras do tubo helicoidal, como mostrado na Fig. 14. As Tabs 6, 7 e 8 mostram as
especificações deste material.
Figura 13 - Trocador de calor do tipo casco e hélice. Adaptado de www.jondom.com
Figura 14 -Posicionamento dos tubos no trocador de calor.
Tabela 6 -Detalhes do tubo interno helicoidal. Adaptado de www.refritubos.com.br
Tubo Interno Helicoidal
Material Cobre
Condutividade
Térmica 0,4 kW/m°C (Ozisik, 1990)
Diâmetro Externo Deh = 12,7 mm
Diâmetro Interno Dih = 11,2 mm
24
Tabela 7 -Detalhes do casco. Adaptado de www.acotubos.com.br
Casco
Material Aço
Especificação 8” SCH40
Diâmetro Externo Dec = 219,07 mm
Diâmetro Interno Dic = 202,71 mm
Tabela 8 -Detalhes do tubo interno para redução da área de passagem. . Adaptado de
www.acotubos.com.br
Tubo Interno para Redução da Área de Passagem
Material Aço
Especificação 6” SCH40
Diâmetro Externo Det = 168,3 mm
Diâmetro Interno Dit = 154,08 mm
4.4.3.2 Parâmetros do Escoamento da Água no Tubo Helicoidal
Para o cálculo da velocidade do escoamento Velf, utilizou-se a Eq.15, obtendo-se Velf
igual à 8,91 m/s.
𝑉𝑒𝑙𝑓 = 4.𝑀𝑓
𝜋. 𝜌𝑎𝑓𝑚. 𝐷𝑖ℎ2
(15)
Usando a Eq.16, encontrou-se o Número de Reynolds do escoamento Reh igual à
119002.
𝑅𝑒ℎ = 𝜌𝑎𝑓𝑚. 𝑉𝑒𝑙𝑓 .𝐷𝑖ℎ
𝜇𝑎𝑓𝑚
(16)
O raio da espira Resp foi escolhido como sendo igual à 92 mm.
O Número de Reynolds Crítico do escoamento, Recrit, é obtido pela Eq. 17, segundo
SOBOTA (2011).
25
𝑅𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡 = 2300. (1 + (8,6. (0,00435
2. 𝑅𝑒𝑠𝑝))0,45)
(17)
O resultado obtido foi Recrit igual à 5968, caracterizando assim o escoamento como
turbulento.
O passo espiral p foi escolhido como sendo igual à 25,4 mm.
Os parâmetros número de Dean (NDean), passo adimensional (γ), número helicoidal (He)
e número de Nusselt (Nui) foram calculados pelas Eqs. 18 a 21, de acordo com
SALIMPOUR (2009).
𝑁𝐷𝑒𝑎𝑛 = 𝑅𝑒ℎ. ((𝐷𝑖ℎ
2. 𝑅𝑒𝑠𝑝)
0,5
)
(18)
𝛾 =𝑝
2. π. 𝑅𝑒𝑠𝑝
(19)
𝐻𝑒 =𝑁𝐷𝑒𝑎𝑛
(1 + 𝛾2)0,5
(20)
𝑁𝑢𝑖 = 0,152. (𝑁𝐷𝑒𝑎𝑛0,431). (𝑝𝑟𝑎𝑓𝑚
1,06). (𝛾−0,277) (21)
Os resultados estão expostos na Tab. 9.
Tabela 9 -Resumo dos resultados.
Número de Dean NDean = 29360
Passo Adimensional γ = 0,044
Número Helicoidal He = 29332
Número de Nusselt Nui = 186,1
O coeficiente de troca de calor pelo lado do tubo hi(T) é determinado pela relação
expressa pela Eq.22.
26
ℎ𝑖(𝑇) = 𝑁𝑢𝑖 .𝑘𝑎(𝑇)
𝐷𝑖ℎ
(22)
A Fig. 15 mostra a variação do coeficiente de troca de calor dentro da faixa de
temperatura de 26 a 50 °C.
Figura 15 -Variação do coeficiente de troca de calor.
4.4.3.3 Parâmetros do Escoamento da Água no Casco
A área de passagem da água, Ap, é obtida através da Eq.23, sendo igual à 0,0027 m².
𝐴𝑝 = 𝜋.𝐷𝑖𝑐
2 − (2. 𝑅𝑒𝑠𝑝 + 𝐷𝑖ℎ)2
+ (2. 𝑅𝑒𝑠𝑝 − 𝐷𝑖ℎ)2
− 𝐷𝑒𝑡2
4
(23)
O perímetro molhado, Pmol, é calculado com a Eq.24, tendo valor igual a 2,32 m².
𝑃𝑚𝑜𝑙 = 𝜋. (𝐷𝑖𝑐 + (2. 𝑅𝑒𝑠𝑝 + 𝐷𝑖ℎ) + (2. 𝑅𝑒𝑠𝑝 − 𝐷𝑖ℎ) + 𝐷𝑒𝑡) (24)
Com estes valores, e utilizando a Eq.25, calculamos o diâmetro hidráulico, Dhc, com
valor de 4,63 mm.
𝐷ℎ𝑐 = 4.𝐴𝑝
𝑃𝑚𝑜𝑙
(25)
27
A velocidade do escoamento, Velq, é calculada através da Eq.26, e tem o valor de 0,67
m/s.
𝑉𝑒𝑙𝑞 =𝑀𝑞
𝜌𝑎𝑞𝑚. 𝐴𝑝
(26)
Com o valor da velocidade, pode-se calcular o valor do número de Reynolds do
escoamento utilizando a Eq.27.
𝑅𝑒𝑐 =𝐷ℎ𝑐 . 𝑉𝑒𝑙𝑞. 𝜌𝑎𝑞𝑚
𝜇𝑎𝑞𝑚
(27)
Substituindo todos os valores, obtemos Rec igual a 4568, caracterizando o escoamento
como pertencente à região de transição entre os escoamentos laminar e turbulento
(TABOREK, 1997).
Então, usando a Eq.28, segundo SALIMPOUR (2009), encontramos o número de
Nusselt, Nuo, com valor de 94,9.
𝑁𝑢𝑜 = 19,61. 𝑅𝑒𝑐0,513. 𝑝𝑟𝑎𝑞𝑚
0,129. 𝛾0,938 (28)
Com isso, então se calculou o coeficiente de transferência de calor pelo lado do casco
ho(T), usando a Eq.29.
ℎ𝑜(𝑇) = 𝑁𝑢𝑜 .𝑘𝑎(𝑇)
𝐷ℎ𝑐
(29)
A Fig. 16 mostra a variação de ho(T) dentro da faixa de temperatura de 70 a 80 °C.
28
Figura 16 -Variação do coeficiente de transferência de calor.
4.4.3.4 Cálculo do Coeficiente Global de Transferência de Calor
As Eqs. 30 a 32 representam as relações para calcular, respectivamente, o comprimento
do tubo helicoidal Lh(Nesp), o comprimento mínimo do casco necessário C(Nesp) e a área
de troca de calor A(Nesp) em função do número de espiras Nesp, e foram obtidas de
PATIL, SHENDE e GHOSH (1982).
𝐿ℎ(𝑁𝑒𝑠𝑝) = 𝑁𝑒𝑠𝑝. ((2. 𝜋. 𝑅𝑒𝑠𝑝)2
+ 𝑝)0,5
(30)
𝐶(𝑁𝑒𝑠𝑝) = 𝑁𝑒𝑠𝑝. 𝑝 + 𝐷𝑖ℎ (31)
𝐴(𝑁𝑒𝑠𝑝) = 𝐿ℎ(𝑁𝑒𝑠𝑝). 𝜋. 𝐷𝑖ℎ (32)
Para o número de espiras Nesp igual a 20, temos os seguintes resultados, expostos na
Tab. 10.
Tabela 10 -Resumo dos resultados.
Lh(20) 12 m
C(20) 0,52 m
A(20) 0,48 m²
Analisando o trocador em três seções diferentes, como pode ser visto na Fig. 17, foi
considerado que, no trocador novo, o fluido do circuito secundário sai com temperatura
Ts2n igual à 55 °C e, então, a temperatura de saída do fluido no circuito primário foi
calculada. Foram consideradas 20 espiras no tubo interno helicoidal do trocador.
29
Figura 17 -Esquema da transferência de calor para três seções do trocador.
Seção 1
Através de
𝑈1 =ℎ𝑖(𝑇𝑠2𝑛). ℎ𝑜(𝑇𝑒1)
ℎ𝑖(𝑇𝑠2𝑛) + ℎ𝑜(𝑇𝑒1)
(33)
calculou-se o coeficiente global de transferência de calor na seção 1, U1, encontrando-se
o valor de 6,02 kW/m²°C.
Seção 2
Através da solução do sistema de equações formado pelas Eqs. 34 a 37, obtidas a partir
do balanço de energia do sistema, onde q denota o calor trocado pelos fluidos entre as
seções 1 e 2, calculou-se o coeficiente global de transferência de calor na seção 2, Um,
de forma interativa, onde, num primeiro momento, extrapola-se o valor de U1 para Um,
encontra-se as temperaturas Tm1 e Tm2, calcula-se o novo valor de Um utilizando a Eq.36
e repete-se o processo até que os valores convirjam. Foram necessárias 2 iterações para
que o valor convergisse com precisão de 0,001 kW/m²°C, encontrando-se o valor de
5,95 kW/m²°C. As temperaturas convergiram com precisão de 0,1ºC, suficiente para
este trabalho.
30
𝑞 = (𝐴(20)
2) . (
𝑈1. (𝑇𝑚1 − 𝑇𝑚2) − 𝑈𝑚(𝑇𝑒1 − 𝑇𝑆2𝑛)
𝐿𝑛 (𝑈1.(𝑇𝑚1−𝑇𝑚2)
𝑈𝑚.(𝑇𝑒1−𝑇𝑠2𝑛))
)
(34)
𝑞 = 𝑀𝑓 . 𝑐𝑝𝑎𝑓𝑚. (𝑇𝑠2𝑛 − 𝑇𝑚2) (35)
𝑞 = 𝑀𝑞 . 𝑐𝑝𝑎𝑞𝑚. (𝑇𝑒1 − 𝑇𝑚1) (36)
𝑈𝑚 =ℎ𝑖(𝑇𝑚2). ℎ𝑜(𝑇𝑚1)
ℎ𝑖(𝑇𝑚2) + ℎ𝑜(𝑇𝑚1)
(37)
Seção 3
Utilizando metodologia análoga à usada na seção anterior, calculou-se o coeficiente
global de transferência de calor U2, com resultado igual a 5,82 kW/m²°C. A temperatura
de saída da água de refrigeração do motor calculada, Ts1n, tem valor igual a 68 °C,
adequada ao objetivo do projeto, contemplando uma margem operacional de segurança,
eficaz para que o período entre interrupções da operação para limpeza e manutenção
seja maior.
A fim de calcular o coeficiente global de transferência de calor do equipamento, Unovo,
primeiramente utilizou-se a Eq.38 para o cálculo da diferença de temperatura média
logarítmica (LMTDlimpo), obtendo-se um valor de 31,2 °C.
𝐿𝑀𝑇𝐷𝑙𝑖𝑚𝑝𝑜 =(𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠2𝑛) − (𝑇𝑠1𝑛 − 𝑇𝑒2)
𝐿𝑛 (𝑇𝑒1−𝑇𝑠2𝑛
𝑇𝑠1𝑛−𝑇𝑒2)
(38)
Em seguida, pode-se calcular Ulimpo, utilizando a Eq.39, com resultado de 5,87
kW/m²°C.
𝑈𝑙𝑖𝑚𝑝𝑜 =𝑀𝑞 . 𝑐𝑝𝑎𝑞𝑚. (𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠1𝑛)
𝐴(20). 𝐿𝑀𝑇𝐷
(39)
31
Então, calculou-se a quantidade de calor trocada no equipamento novo, Qlimpo, fazendo
uso da Eq.40. O valor encontrado foi de 87,6 kW, o que representa um aumento de
cerca de 20% em relação a carga térmica calculada com os valores de temperaturas
iniciais.
𝑄𝑙𝑖𝑚𝑝𝑜 = 𝑀𝑞 . 𝑐𝑝𝑎𝑞𝑚. (𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠1𝑛) (40)
A Tab. 11 mostra os coeficientes de troca de calor, para o tubo e para o casco, nas 3
seções especificadas anteriormente.
Tabela 11 -Coeficiente de troca de calor para cada seção do trocador.
SEÇÃO hi[kW/m²°C] ho[kW/m²°C]
1 10,76 13,68
2 10,55 13,62
3 10,21 13,53
4.4.3.5 Análise das Resistências por Depósito Disponível e Requerida
O acúmulo de depósitos indesejáveis sobre as superfícies de trocadores de calor é
geralmente referida como incrustação. A presença destes depósitos representa uma
resistência à transferência de calor e, portanto, reduz a eficiência do trocador de calor
em questão. (BOTT, 1995). Utilizando os valores do coeficiente global de transferência
de calor do trocador sujo, Usujo, e o coeficiente global de transferência de calor do
trocador novo, Ulimpo, pode-se encontrar o valor disponível para essa resistência e
compará-lo com o valor recomendado em TEMA (1999), baseado na experiência de
fabricantes. Ulimpo foi calculado anteriormente, e possui o valor de 5,87 kW/m²°C,
enquanto Usujo possui o valor de 4,39 kW/m²ºC e é dado pela Eq.42, onde o LMTDsujo é
obtido através da Eq.41, com valor de 34,8 ºC .
𝐿𝑀𝑇𝐷𝑠𝑢𝑗𝑜 =(𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠2) − (𝑇𝑠1 − 𝑇𝑒2)
𝐿𝑛 (𝑇𝑒1−𝑇𝑠2
𝑇𝑠1−𝑇𝑒2)
(41)
32
𝑈𝑠𝑢𝑗𝑜 =𝑀𝑞 . 𝑐𝑝𝑎𝑞𝑚. (𝑇𝑒1 − 𝑇𝑠1)
𝐴(20). 𝐿𝑀𝑇𝐷𝑠𝑢𝑗𝑜
(42)
Então, calcula-se o valor da resistência por depósito disponível, Rfdisp, através da Eq. 43.
𝑅𝑓𝑑𝑖𝑠𝑝 = (1
𝑈𝑠𝑢𝑗𝑜) − (
1
𝑈𝑙𝑖𝑚𝑝𝑜)
(43)
O valor encontrado para Rfdisp é de 0,057 m²ºC/kW. O valor indicado para a resistência
por depósito requerida, Rfreq, em TEMA (1999) para o caso de água tratada é de 0,088
m²ºC/kW. A diferença entre Rfdisp e Rfreq é de aproximadamente 30% do valor de Rfreq, o
que significa dizer que o equipamento necessitaria de paradas para manutenção e
limpeza em períodos de tempo menores do que ocorreria caso Rfdisp fosse maior que
Rfreq (usualmente o tempo entre paradas quando Rrdisp é igual a Rfreq é de
aproximadamente 1 ano e meio). Porém, por conta da utilização não contínua do
trocador, além da menor responsabilidade do equipamento, quando comparado à um
trocador da indústria, cuja parada não planejada acarreta em prejuízos financeiros
elevados, isto não foi considerado um problema para o projeto.
4.4.3.6 Cálculo das Perdas de Carga
Para a água do circuito secundário – tubo interno helicoidal
Para o cálculo da perda de carga, utilizou-se o fator de atrito calculado pela correlação
de Konakov (PARKER, CUMMINGS e JORGENSON, 2007), fk, utilizando a Eq.44.
Após o cálculo, chegou-se ao valor de fk igual à 0,0026.
𝑓𝑘 = (1,8. 𝐿𝑛(𝑅𝑒ℎ) − 1,5)−2 (44)
Em seguida, calculou-se a perda de carga, ΔPh utilizando a relação expressa na Eq.45,
com resultado igual à 111kPa.
33
∆𝑃ℎ =𝑓𝑘. 𝜌𝑎𝑓𝑚. 𝐿ℎ(20). 𝑉𝑒𝑙𝑓
2
𝐷𝑖ℎ. 2.1000
(45)
Para a água do circuito primário – casco
Como o escoamento no casco se encontra na região de transição, com número de
Reynolds igual à 4568, deve-se utilizar o maior dos fatores de atrito, calculados para
escoamento turbulentos e laminares, a partir do fator de atrito de Darcy/Blausius. As
Eqs. 46 e 47, representam, respectivamente, as relações utilizadas no cálculo do fator de
atrito para os regimes turbulento e laminar.
𝑓𝑐1 = (0,79. 𝐿𝑛(𝑅𝑒𝑐) − 1,64)−2 (46)
𝑓𝑐2 =64
𝑅𝑒𝑐
(47)
Os resultados obtidos foram, respectivamente, fc1 igual à 0,0397 e fc2 igual à 0,0140.
Portanto, a relação válida para o cálculo da perda de carga no casco, ΔPc, é representada
pela Eq.48.
∆𝑃𝑐 =𝑓𝑐1. 𝜌𝑎𝑞𝑚. 𝐶(20). 𝑉𝑒𝑙𝑞
2
2.1000. 𝐷ℎ𝑐
(48)
Substituindo-se todos os valores na equação acima, obtém-se o valor de 0,965 kPa para
ΔPc, valor abaixo do encontrado na estimativa da perda de carga no radiador, 44,4 kPa.
4.5 Projeto Mecânico do Trocador de Calor
O dimensionamento mecânico do trocador é composto basicamente da verificação das
espessuras dos tubos, assim como da necessidade de fixação de suportes para evitar que
o tubo flexione.
34
4.5.1 Verificação da Espessura do Tubo Interno Helicoidal
Segundo TELLES (1999), temos que a norma ASME B31 estabelece a seguinte
formulação, expressa pela Eq.49, para o cálculo da espessura mínima da parede de uma
tubulação sujeita à pressão interna,
𝑡ℎ𝑚𝑖𝑛 =𝑃ℎ𝑝𝑟𝑜𝑗. 𝐷𝑒ℎ
2. (𝑆ℎℎ. 𝐸ℎ + 𝑃ℎ𝑝𝑟𝑜𝑗. 𝑌ℎ)+ 𝐶ℎ
(49)
onde, pela norma:
Shh - tensão de escoamento do material do tubo helicoidal = 265000 kPa
(ARTISA METAIS, 2013)
Yh - coeficiente de redução para o cobre = 0,4
Eh - eficiência da solda = 1 (considerando o tubo sem costura)
Ch- margem de corrosão/erosão = 0,5 mm
Phproj – pressão de projeto = valor máximo da pressão que pode ocorrer
dentro do tubo
Para o cálculo da pressão de projeto Phproj, primeiramente estimou-se a potência
requerida pela bomba, Potbf, para suprir a queda de pressão no tubo interno do trocador.
Para tal, a Eq.50 foi utilizada.
𝑃𝑜𝑡𝑏𝑓 =∆𝑃ℎ. 𝑀𝑓
𝜌𝑎𝑓𝑚
(50)
O valor calculado foi de 0,12 kW, que é aproximadamente igual à 0,16 CV. Em seguida
buscou-se alguma bomba comercial com potência igual ou maior à potência requerida.
O modelo avaliado foi o CAM-W4C, da marca Dancor, com potência de 0,5 CV. Pela
curva de operação da bomba, ilustrada pela Fig. 18, estimou-se a pressão de projeto
Phproj como sendo igual à pressão de Shut-Off da bomba, com valor de 21 mH2O, que é
aproximadamente igual à 206 kPa.
35
Figura 18 -Curva de operação da bomba. Adaptado de DANCOR (2013).
Com isso, pode então calcular a espessura mínima requerida pelo tubo thmin, com valor
igual à 0,505 mm.
Em seguida, foi verificada a espessura do tubo quanto à ação da pressão externa.
Segundo TELLES (1999), a pressão externa que causaria o colapso do tubo, Pcol, é
obtida através da Eq.51,
𝑃𝑐𝑜𝑙 =2. 𝐸𝑒𝑙
1 − 𝜆2. (
𝑡
𝐷𝑖ℎ)
3
(51)
onde:
Eel – módulo de elasticidade do material = 130GPa
λ – coeficiente de poison = 0,34
O valor encontrado foi de 143520 kPa.
Para estimar a máxima pressão externa à que está submetido o tubo helicoidal, utilizou-
se metodologia análoga a utilizada na determinação da pressão de projeto Phproj,
determinando-se a pressão de projeto para o casco Pcproj. A potência requerida pela
bomba foi de 0,0017 kW, que é aproximadamente igual à 0,0023 CV. A bomba
escolhida neste caso foi a bomba CP-4C/R, da marca Dancor, com 0,25 CV de potência.
A Fig. 19 representa a curva de operação da bomba. Portanto, a pressão de projeto,
0
5
10
15
20
25
0 2 4 6 8,3
Altura Manométrica
[MCA]
Vazão [m³/h]
36
Pcproj, foi escolhida como sendo a pressão de Shut-Off desta bomba, com valor de 16
mH2O, que é aproximadamente igual à 157 kPa.
Figura 19 -Curva de operação da bomba. Adaptado de DANCOR (2013).
De posse destes valores, pode-se concluir que o tubo resistirá de maneira adequada às
pressões a que está submetido.
4.5.2 Verificação da Espessura do Casco
Para verificação da espessura mínima do casco, tcmin, utilizou-se a Eq.52,
𝑡𝑐𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑐𝑝𝑟𝑜𝑗. 𝐷𝑒𝑐
2. (𝑆𝑐ℎ. 𝐸𝑐 + 𝑃𝑐𝑝𝑟𝑜𝑗. 𝑌𝑐)+ 𝐶𝑐
(52)
com:
Sch - tensão de escoamento do material do casco = 345000 kPa (TUBOS
IPIRANGA, 2013)
Yc- coeficiente de redução para o cobre = 0,4
Ec - eficiência da solda = 1 (considerando o tubo sem costura)
Cc - margem de corrosão/erosão = 1 mm
Pcproj – pressão de projeto = 157 kPa
O resultado calculado foi uma espessura mínima de 1,07 mm, estando então o casco
bem dimensionado.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
0 1 2 3 4 5 6 7
Altura Manométrica
[MCA]
Vazão [m³/h]
37
4.5.3 Cálculo do Vão Entre Suportes Para o Tubo Interno
Para o cálculo do vão entre suportes, considerou-se o tubo interno como sendo uma viga
bi-engastada, com as seguintes dimensões:
Diâmetro externo – Dev = 12,7 mm
Diâmetro interno – Div = 11,2 mm
Comprimento – Cv = C(20) = 0,52 m
Distância entre o tubo interno helicoidal e o tubo interno para redução da
área de passagem de água no casco - Disttubo/hélice= 3 mm
A carga a qual está submetido o tudo é igual à soma do peso do tubo e o peso do
volume da água dentro do tubo. O peso do tubo, Ptubo, é calculado pela Eq.53, e tem o
valor de 38,8 N,
𝑃𝑡𝑢𝑏𝑜 = 𝐿ℎ(20). 𝐷𝑙. 𝑔 (53)
onde:
Dl – densidade linear do tubo = 0,33 kg/m (ARTISA METAIS, 2013)
g – aceleração da gravidade = 9,81 m/s²
Para o cálculo do peso de água contida no tubo, Patubo, utiliza-se a Eq.54.
𝑃𝑎𝑡𝑢𝑏𝑜 = 𝐿ℎ(20). 𝜋 .𝐷𝑖ℎ
2
4. 𝜌𝑎𝑓𝑚. 𝑔
(54)
Resultando num peso de 11,5N. Logo, a carga total atuando sobre o tubo, Ptotal, é igual à
50,3 N. A carga distribuída, Pdist, dada pela Eq.55, tem valor de 96,6 N/m.
𝑃𝑑𝑖𝑠𝑡 =𝑃𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝐶𝑣
(55)
O momento de inércia relativo à viga representada pelo tubo, Iti é dado pela Eq.56.
38
𝐼𝑡𝑖 =𝜋
64. (𝐷𝑒ℎ
4 − 𝐷𝑖ℎ4 )
(56)
O resultado é Iti igual à 5,05x10-10 mm4.
Analisando a situação como uma viga bi-engastada, como ilustra a Fig. 20, e utilizando
as relações encontradas em BORGES (2013), determina-se os resultados mostrados na
Tab. 12, relativos à deflexão máxima, momento fletor máximo e tensão máxima devida
ao momento fletor, de acordo com o número de apoios colocados para sustentação do
tubo interno helicoidal.
Figura 20 -Viga bi-engastada.
Tabela 12 -Resultados de deflexão máxima, momento fletor máximo e tensão máxima.
Número de
Apoios
Flecha
Máxima
[mm]
Flecha
Máxima/Disttubo/hélice(%)
Momento
Fletor
Máximo
[N.mm]
Tensão
Máxima de
Flexão [Mpa]
0 0,28 9,3 2183 27,5
1 0,018 0,6 546 6,9
2 0,0035 0,1 243 3,1
3 0,0011 0,04 136 1,7
Portanto, não foi julgada necessária a utilização de apoios entre os tubos interno
helicoidal e o tubo interno para redução da área de passagem da água no casco.
39
4.6 Características do Trocador de Calor Projetado
4.6.1 Componentes Necessários
A Tab. 13 mostra os principais componentes necessários à construção do trocador. As
dimensões dos tubos estão um pouco maiores que as calculadas, para que haja alguma
margem para eventuais erros de fabricação. Possivelmente, serão necessários mais
alguns componentes, como, por exemplo, conectores para que se possa comunicar o
equipamento ao sistema de abastecimento de água do laboratório.
Tabela 13 -Componentes para a construção do trocador de calor.
Componente Quantidade/ Dimensões
Tubo Cobre ½” 15 m
Tubo Aço 8” SCH40 1 m
Tubo Aço 6” SCH40 1 m
Cap Aço 8” Rosqueado 2 un
Cap Aço 6” 2 un
Chapa de aço para suportes ½” 500 mm x 500 mm
Chapa de aço para suportes ¼” 500 mm x 500 mm
4.6.2 Seleção de Materiais
Excetuando-se o tubo interno helicoidal, feito em cobre, todos os outros componentes
do trocador projetado devem ser feitos em aço adequado à passagem de água, como, por
exemplo, o aço ASTM A53. Caso seja mais vantajoso financeiramente, utiliza-se aços
que normalmente são mais baratos, como o SAE 1020 ou 1045, com posterior
tratamento de galvanização à quente (zincagem), tornando-se apto à passagem de água.
4.6.3 Desenhos Esquemáticos
As Figs. 21, 22, 23 e 24 mostram algumas imagens do trocador de calor, feitas com o
software SolidWorks e depois renderizadas. No Anexo 2 encontram-se desenhos
40
técnicos dos componentes que serão fabricados no LMT, além de desenhos
esquemáticos de montagem.
Figura 21 – Ilustração do trocador de calor em perspectiva.
Figura 22 – Ilustração do trocador de calor sem o casco em perspectiva.
41
Figura 23 – Ilustração do trocador de calor.
Figura 24 – Ilustração do trocador de calor sem o casco
42
Capítulo 5
ACOPLAMENTO MOTOR-DINAMÔMETRO
O acoplamento é o elemento responsável pela transmissão de torque e potência do
motor para o dinamômetro, sendo necessário o correto dimensionamento do mesmo
para que a transmissão ocorra de maneira eficiente e segura, não somente para a célula e
aos equipamentos, como também para o operador.
A princípio, foi selecionado um acoplamento comercial, da marca Radex, compatível
com o motor utilizado nesse projeto. A seleção é feita de maneira simples, observando
os limites operacionais que constam nos catálogos do fabricante e observando se os
valores de torques máximo e nominais do motor se enquadram em tal. A Tab. 14 mostra
os dados dos acoplamentos selecionados.
Tabela 14 - Dados do acoplamento comercial Radex (RADEX ACOPLAMENTOS, 2013).
Modelo RADEX N42
Torque Nominal 180 N.m
Torque Máximo 360 N.m
Desalinhamento Angular por Lâmina 1º
Desalinhamento Axial 1,4 mm
Desalinhamento Radial 0,6 mm
Rigidez Torcional 0,282x106 N.m/Rad
RPMMAX 10000
Porém, antes de efetuar a aquisição do componente, optou-se por verificar a resistência
da solução sugerida pelo Engenheiro Nauberto Pinto, pesquisador do LMT, e que é
tradicionalmente utilizada nesta situação. Esta consiste em utilizar o próprio eixo
primário da caixa de transmissão do Peugeot 206 como acoplamento. Para funcionar
como elemento flexível, responsável por absorver possíveis choques e deformações
angulares, será utilizado o sistema de embreagem do carro, que ficará constantemente
acoplada.
43
Para realizar a verificação da resistência mecânica deste sistema, foram utilizadas duas
abordagens distintas. Primeiramente, utilizou-se a teoria de projeto de eixos e árvores,
amplamente relatada em livros sobre elementos de máquinas. Depois foi feita uma
análise por elementos finitos, utilizando-se o módulo de simulação presente no software
SolidWorks. As Figs. 25 e 26 mostram, respectivamente, o eixo já posicionado entre o
motor e o dinamômetro e a renderização deste eixo, após modelagem feita no próprio
software. Na extremidade do eixo foi soldado um disco com furação adequada para ser
fixado ao flange do dinamômetro.
Figura 25 - Eixo posicionado entre o motor e o dinamômetro
Figura 26-Ilustração da renderização do eixo.
44
5.1 Verificação da resistência do eixo
5.1.1 Análise Pela Teoria Clássica de Eixos e Árvores
O eixo foi analisado numa situação de torção pura, uma vez que não existem
carregamentos transversais capazes de gerar flexão e/ou carregamentos axiais. É
importante frisar que as engrenagens são usinadas no corpo do eixo e que, para o uso ao
qual o eixo será destinado, elas não apresentam serventia alguma. O eixo, então, será
analisado como se, ao invés das engrenagens, houvesse apenas variações nas seções,
com valores iguais ao diâmetro primitivo das engrenagens. A Fig. 27 mostra tal
consideração.
Figura 27 - Eixo utilizado nos cálculos.
Para tais cálculos, algumas premissas foram consideradas:
Não se conseguiu obter informações à respeito do material do eixo, então
será considerado o material SAE4340 temperado e revenido. O aço
SAE4340 é tipicamente utilizado na fabricação de eixos de transmissão de
potência. As propriedades deste material se encontram na Tab. 15.
45
Tabela 15 - Propriedades do material do eixo (MATWEB, 2013).
Dureza 331 Hb
Tensão de Escoamento 1000 Mpa
Tensão de Ruptura 1138 MPa
Elongamento 15,5%
Módulo de Elasticidade 205 GPa
Coeficiente de Poisson 0,29
Módulo de Cisalhamento 80 Gpa
Será considerada a situação de torque igual ao torque equivalente calculado
no roteiro de seleção de acoplamentos comerciais, igual a 260 N.m. Este
torque já incluirá um fator de segurança que leva em consideração o tipo de
máquina acionadora, no caso um motor de combustão interna, a intensidade
de operação, a temperatura ambiente e o número de partidas por hora.
As dimensões em milímetros do eixo se encontram na Fig. 28.
Figura 28 - Dimensões do eixo utilizado nos cálculos.
1
2 3 4
5 6 7
8 9 10 11 12 13 14 15
46
Dimensionamento Estático
De acordo com SHIGLEY, MISCHKE e BUDYNAS (2005), o diâmetro mínimo de um
eixo submetido a carregamentos estáticos pode ser dado pela Eq. 57, que representa o
Critério da Máxima Energia de Distorção,
𝑑𝑚𝑖𝑛𝑒𝑠𝑡 = {32
𝜋. 𝑆𝑦. (𝑀2 + (
3
4) 𝑇2)
1
2
}
1
3
(57)
onde:
Sy: Tensão de escoamento do material do eixo = 1000 MPa
M: Momento fletor atuando no eixo = 0
T: Momento torsor atuando no eixo = 260 N.m = 260000 N.mm
dminest: diâmetro mínimo do eixo submetido aos esforções estáticos
Após substituir os valores na Eq. 57, encontra-se o dminest igual à 13,2 mm.
Estaticamente, o eixo está superdimensionado, o que não é um problema.
.
Dimensionamento Dinâmico
Segundo SHIGLEY, MISCHKE e BUDYNAS (2005), o dimensionamento dinâmico é
dado pela Eq. 58, considerando o caso de carregamento repetido:
𝑑𝑚𝑖𝑛𝑑𝑖𝑛 = ((32
𝜋) . ((
𝑇𝑎
𝑆𝑒) + (
𝑇𝑚
𝑆𝑦)))
1
3
(58)
Onde:
Ta = 130000 N.mm
Tm = 130000 N.mm
Se: Limite de resistência à fadiga para vida infinita, variável de acordo com a
seção.
Dmindin: diâmetro mínimo do eixo submetido à carregamento dinâmico
Para o cálculo de Se, utiliza-se a Eq. 59,
47
𝑆𝑒 = 𝑘𝑎 . 𝑘𝑏 . 𝑘𝑐. 𝑘𝑑 . 𝑘𝑒 . 𝑘𝑓 . 𝑆𝑠𝑒 (59)
onde:
Ka: fator de acabamento superficial = 0,782 (considerou-se o acabamento
usinado)
Kb: fator de tamanho, varia com o diâmetro da seção analisada (dseção)
Kc: fator de confiabilidade = 0,868 (95%)
Kd: fator de temperatura = 1 (temperatura menor que 350 °C)
Ke: fator de concentração de tensões, varia com a seção analisada
Kf: fator de efeitos diversos = 1
Sse = 569 Mpa
Utilizando o software Excel (Anexo 3), calculou-se os diâmetros mínimos para cada
seção do eixo, tendo como foco as seções onde havia mudança de diâmetro. Foram
consideradas 15 diferentes seções. Os resultados estão expostos na Tab. 16. De posse
dos resultados, considerou-se o eixo dinamicamente bem dimensionado
Tabela 16 - Diâmetros mínimos para cada seção do eixo.
Seção dseção [mm] dmin[mm]
1 137,5 21,4
2 49 19,9
3 70 20,1
4 70 20,2
5 40,7 19,8
6 56 20,0
7 56 20,1
8 45 19,7
9 45 19,4
10 27 19,0
11 27 19,1
12 30,3 19,2
13 30,3 19,0
14 24 18,9
15 20 17,9
48
Dimensionamento da junta soldada
Uma vez que o método anterior não distingue a junta soldada do resto do corpo do eixo,
e a análise por elementos finitos de uma junta soldada é complexa, se faz necessário o
dimensionamento da junta soldada de maneira separada. Todas as equações e dados
utilizados no dimensionamento das soldas foram retiradas de SHIGLEY, MISCHKE e
BUDYNAS (2005).
Foram consideradas duas soldas por filete, nas superfícies superior e inferior do disco
soldado ao eixo. As Figs. 29 e 30 ilustram esta situação.
Figura 29 - Solda por filete na face superior do disco.
Figura 30 - Solda por filete na parte inferior do disco.
49
As seguintes premissas foram consideradas no dimensionamento da solda:
Número de eletrodo AWS: E60xx, por possuir os menores valores de
propriedades mecânicas, a saber:
o Resistência à tração Suts igual à 427 Mpa
o Resistência ao escoamento Sys igual à 345 Mpa
Fator de segurança igual à 1,44 (solda submetida à cisalhamento segundo a
norma AISC)
Fator de concentração de tensão de fadiga Kfs igual à 1,5 (solda por filete)
Considerando um comprimento de perna h do filete para uniões soldadas, temos que a
área de cada união soldada As é dada pela Eq. 60,
𝐴𝑠 = 1,414. 𝜋. ℎ. 𝑅 (60)
onde:
R – raio do filete de solda, sendo igual à 10mm na face inferior do disco e igual
à 24,5 mm na face superior do disco
Fazendo as substituições para cada cordão de solda, temos os seguintes resultados,
𝐴𝑠𝑖 = 44,42ℎ𝑠𝑖 𝑚𝑚² (61)
𝐴𝑠𝑖 = 44,42ℎ𝑠𝑖 𝑚𝑚² (61)
𝐴𝑠𝑠 = 108,83ℎ𝑠𝑠 𝑚𝑚² (62)
onde:
Asi - área do cordão de solda na face inferior do disco
hsi – comprimento da perna do filete de solda na face inferior do disco
Ass- área do cordão de solda na face superior do disco
hss – comprimento da perna do filete de solda na face superior do disco
50
Considerando o torque aplicado no eixo constante ao longo de seu comprimento, e
variando entre 0 e 260000 N.mm, temos a seguinte relação, expressa pela Eq. 63,
utilizando o critério de falha por fadiga de Gerber.
𝑛𝑓 = (1
2) . (
(0,67. 𝑆𝑢𝑡𝑠)
𝜏𝑚)
2
. (𝜏𝑎
𝑆𝑠𝑒) . [−1 + √1 + (
(2. 𝜏𝑚. 𝑆𝑠𝑒)
(0,67. 𝑆𝑢𝑡𝑠. 𝜏𝑎))
2
] (63)
As Tabs. 17 e 18 mostram os valores dos parâmetros calculados para as soldas das faces
superior e inferior respectivamente.
Tabela 17 - Parâmetros calculados para o cordão de solda da face superior.
𝑛𝑓 1,44
𝜏𝑚 27,6/hss MPa
𝜏𝑎 27,6/hss MPa
𝑆𝑠𝑒 171,16.hss MPa
Tabela 18 - Parâmetros calculados para o cordão de solda da face inferior.
𝑛𝑓 1,44
𝜏𝑚 165,635/hsiMPa
𝜏𝑎 165,635/hsiMPa
𝑆𝑠𝑒 171,16.hsi MPa
Resolvendo a Eq. 63 para os dois casos, temos que hsi igual à 0,8mm e hss igual à
0,2mm. Uma vez que os filetes de solda apresentam pernas da ordem de 3mm de
comprimento, as soldas foram consideradas adequadas. É importante ressaltar que, por
questões de segurança, as juntas soldadas foram dimensionadas separadamente, como se
apenas uma resistisse ao esforço de torção de cada vez.
5.1.2 Análise por Elementos Finitos
Para a análise por elementos finitos, foi utilizado o módulo Simulation, presente no
software SolidWorks.
51
As condições de contorno utilizadas são identificadas a seguir e mostradas na Fig. 31:
Geometria fixa nos furos de fixação do eixo no dinamômetro.
Torque de 260 N.m aplicados na extremidade do eixo.
Figura 31 - Modelo para análise por elementos finitos.
A seguir são apresentados os resultados referentes à análise estática por elementos
finitos. A Fig. 32 mostra a tensão equivalente de vonMises, parâmetro adequado para a
análise de tensões em materiais dúcteis, a Fig. 33 exibe o deslocamento total em
milímetros, a Fig. 34 a deformação do modelo e a Fig. 35 mostra o fator de segurança
empregado no projeto.
52
Figura 32 - Resultado da tensão equivalente de vonMises..
Figura 33 - Resultado do deslocamento resultante.
53
Figura 34 - Resultado da deformação.
Figura 35 -Fator de segurança.
Analisando os valores obtidos, percebe-se que os resultados estão de acordo com o que
foi dimensionado estaticamente pela teoria clássica de eixos e árvores. A conclusão é de
que, o eixo está bem dimensionado para servir como acoplamento entre o motor e o
dinamômetro.
54
5.2 Proteção do Acoplamento
Por se tratar de um elemento exposto, submetido à altas rotações, se faz necessária a
utilização de um sistema de proteção, de modo a mitigar a possibilidade de eventuais
acidentes. Por isso, se tornou necessário ao trabalho, o projeto de um sistema de
proteção do acoplamento. Como não estará submetido à nenhum esforço, o projeto
deste se resumiu à modelagem em CAD e verificação da possibilidade de construção.
Optou-se por utilizar como material chapas de aço de 1/16” de espessura e mãos-
francesas de aço. As Figs. 36, 37 e 38 mostram como será a proteção. No Anexo 2 se
encontram os desenhos necessários para a fabricação da proteção
Figura 36 - Proteção do acoplamento aberta.
55
Figura 37 - Acoplamento com proteção aberta.
Figura 38 - Acoplamento com proteção fechada.
56
Capítulo 6
INSTRUMENTAÇÃO
A correta instrumentação e posterior calibração dos sensores utilizados é parte
fundamental no projeto de uma célula de testes para motores de combustão interna. Os
dados adquiridos serão tão confiáveis quanto melhor for a escolha dos instrumentos e o
tratamento dado aos sinais obtidos.
Parte da instrumentação necessária para a célula de testes existente no LMT foi
contemplada no trabalho de PACHECO (2012). Um computador com o software
LabView 8.2, em conjunto com uma placa de aquisição de dados da National
Instruments, modelo NI-4351 e um bloco terminal CB-68T da National Instruments são
responsáveis pela aquisição, visualização e armazenamento das informações obtidas na
célula de teste. Basicamente, o bloco terminal recebe os sinais de todos os sensores e os
envia para a placa de aquisição de dados conectada ao computador, onde o LabView é
responsável por exibir, tratar e armazenar os dados (Fig. 39). Portanto, um requisito
necessário aos demais componentes do sistema de instrumentação é a possibilidade de
comunicação com esta estrutura existente no laboratório.
Figura 39 - Diagrama básico dos componentes de um sistema de aquisição de dados (PACHECO, 2012).
6.1 Escolha das Variáveis a Serem Monitoradas
O primeiro passo no desenvolvimento da parte de instrumentação do projeto foi definir
quais informações seriam úteis e importantes de serem monitoradas. De acordo com
PLINT e MARTYR (1999) as seguintes grandezas dever obtidas:
Comprimento do braço de torque do dinamômetro.
Força aplicada pelo braço de torque do dinamômetro na célula de carga
Rotação do Motor
Consumo de combustível
57
Densidade do Combustível
As seguintes grandezas devem ser calculadas a partir das informações anteriores:
Torque do motor
Potência do Motor
Consumo específico de combustível
Além dessas medidas, as seguintes medições adicionais foram julgadas importantes:
Temperaturas de entrada e saída da água de arrefecimento do dinamômetro
Temperaturas de entrada e saída de ambos os fluidos do sistema de
arrefecimento do motor
Pressão na entrada das linhas do sistema de arrefecimento do motor
Temperatura do óleo do motor
Vazão dos fluidos do sistema de arrefecimento do motor
Temperatura ambiente e pressão atmosférica
Temperatura e composição dos gases de descarga do motor
6.2 Instrumentação Existente
Parte do sistema de instrumentação, que faz parte do trabalho realizado por PACHECO
(2012), onde está exposto o critério de seleção de sensores e demais detalhes do projeto,
já é existente na célula de testes. Sendo assim, aqui serão apenas mostradas de forma
resumida as principais características deste sistema já existente, assim como a obtenção
das informações obtidas indiretamente, a partir de cálculos feitos com as grandezas
medidas diretamente.
Comprimento do braço de torque do dinamômetro
O comprimento do braço de torque do dinamômetro, Bd, é igual a 286,5 mm, de acordo
com informações obtidas com o fabricante do equipamento.
Força aplicada pelo braço de torque do dinamômetro na célula de carga
58
Para esta medição, foi selecionada uma célula de carga modelo CSA-ZL 100, da
fabricante MK Controle e Instrumentação (Fig. 40), que fica acoplada ao dinamômetro
através de um braço de comprimento 286,5 mm. Como o sinal de resposta da célula é de
difícil tratamento, por ser pequeno (da ordem de mV), foi selecionado também um
condicionador de sinais, modelo TC-05, também da marca MK Instrumentação (Fig.
41), capaz de amplificar o sinal de resposta da célula de carga, facilitando a sua leitura.
Figura 40 - Célula de Carga MK CSA/ZL-100 (PACHECO, 2012).
Figura 41 - Condicionador de Sinais MK TC-05 (PACHECO, 2012).
Rotação do motor
59
Para medir a rotação foi selecionado um conjunto roda dentada de 60 dentes e sensor
pick-up magnético. O sensor é o SP02-5 8G1SM 80 da DLG Automação (Fig. 42). Para
relacionar a frequência do sinal de resposta do pick-up magnético com um sinal de
corrente contínua que possa ser lido pelo sistema de aquisição, selecionou-se o
condicionador de sinais XM-100, da fabricante DLG.
Figura 42 - Sensor Pick-Up magnético DLG SP02-5 8G1SM 80 (PACHECO, 2012).
Temperaturas
A Tab. 19 mostra a seleção de termopares para monitoramento da temperatura em
diversos pontos da célula de testes.
Tabela 19 - Seleção de Termopares.
Termopar Temperatura Medida
J (Haste) Entrada e Saída de Água do Dinamômetro, Descarga dos Gases de
Combustão
K (Haste) Entrada e Saída de Água do Sistema de Arrefecimento do Motor
K
(Multímetro)
Temperatura Ambiente, Óleo do Motor, Admissão do Ar e
Combustível
Torque do motor
60
O torque do motor é calculado a partir da utilização da Eq. 64,
𝑇𝑞𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟 = 𝐹𝑐𝑔. 𝐵𝑑 (64)
onde:
Tqmotor– torque do motor [N.m]
Fcg – Força aplicada pelo braço de torque, medida na célula de carga [N]
Bd– Comprimento do braço de calibração [m]
Potência do motor
A potência do motor é calculada a partir da utilização da relação expressa pela Eq. 65,
𝑃𝑜𝑡𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟 =2𝜋. 𝑛𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟 . 𝑇𝑞𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟
60000
(65)
onde:
Potmotor – potência do motor [kW]
nmotor – rotação do motor medida pelo pick-up magnético [RPM]
A Tab. 20 mostra de forma resumida a instrumentação presente na célula de testes do
LMT.
6.3 Seleção dos Demais Componentes do Sistema de Aquisição de Dados
Os componentes selecionados a seguir foram verificados quanto à compatibilidade com
os equipamentos já existentes no laboratório.
Tabela 20 - Componentes relativos à instrumentação existente na célula.
Componente Marca Modelo
Célula de Carga MK Instrumentação MK CSA/ZL-100
61
Condicionador de Sinais
para a Célula de Carga MK Instrumentação MK TC-05
Sensor de Rotação DLG Automação DLG SP02-5 8G1SM/80
Condicionador de Sinais
para o Sensor de Rotação DLG Automação DLG XM-100
Termopares tipo J - -
Termopares do Tipo K - -
6.3.1 Medição da Temperatura do Combustível
Será utilizado um Termopar do tipo K, cuja faixa de operação varia entre -40 °C e 1200
°C, semelhante ao utilizado na medição da temperatura ambiente, uma vez que esta
medição deverá ter um valor próximo ao da temperatura ambiente.
6.3.2 Medição do Consumo de Combustível
Para que seja medido o consumo de combustível, será feito um arranjo em que o
reservatório de combustível será montado em cima de uma balança que será conectada à
placa de aquisição de dados. O sinal obtido será tratado de forma à obter-se a variação
de massa ao longo do tempo e, consequentemente, o consumo de combustível.
Reservatório de Combustível
Será fabricado, utilizando tubo e chapas em aço inox (Fig. 43), com aproximadamente
55 litros de capacidade. Esta capacidade deve ser capaz de garantir uma autonomia ao
sistema de aproximadamente 5 horas. Esta estimativa foi feita considerando um veículo
que se move à aproximadamente 100 km/h e consome 1 litro de gasolina a cada 10 km
rodados.
Os desenhos de fabricação e montagem se encontram no Anexo 2.
62
Figura 43 - Reservatório de combustível
Balança
A balança selecionada foi a de modelo BL-6050-200, com capacidade de até 200kg e
Indicador Transmissor de Pesagem 3103CP, com saída de 4-20mA, da marca Alfa
Instrumentos (Fig. 44).
Figura 44 - Balança BL-6050-200. Adaptado de www.alfainstrumentos.com.br
63
6.3.3 Medição da Vazão dos Fluidos do Sistema de Arrefecimento do Motor
Para tal medição, foram selecionados medidores de vazão do tipo turbina, com
extremidades rosqueadas, à serem inseridas na tubulação. Os medidores selecionados
foram os de modelo MTL025RN4WFI / SCFID, da marca DWYLER (Fig. 45), com
saída do tipo 4-20 mA.
Tabela 21 - Características do Medidor de Vazão.
MODELO MTL025RN4WFI /
SCFID
CONEXÃO AO PROCESSO ROSCA NPT
TEMPERATURA MÁXIMA DE
OPERAÇÃO 120°C
SINAL DE SAÍDA 4 – 20 mA
ALIMENTAÇÃO 24 Vdc
PRECISÃO ±0,5%
Figura 45 - Medidor de vazão MTL025RN4WFI / SCFID. Adaptado de www.dwyler.com.br
6.3.4 Medição de Pressão
Devem ser medidas a pressão atmosférica e também a pressão nas linhas primárias e
secundárias do sistema de arrefecimento. Foram selecionados transmissores de pressão
64
modelo MBS3000 da ContechInd, com saída do tipo 4-20 mA (Fig. 46). A Tab. 22
mostra as principais características do transmissor de pressão.
Tabela 22 – Características do Transmissor de Pressão.
MODELO MBS3000
CONEXÃO AO PROCESSO ROSCA ¼” BSP-M
TEMPERATURA
OPERACIONAL -40 à 85°C
SINAL DE SAÍDA 4 – 20 mA
ALIMENTAÇÃO 24 Vdc
PRECISÃO ±1%
Figura 46 – Transmissor de pressão MBS3000. Adaptado de www.contechind.com.br
6.3.5 Análise da Composição dos Gases de Descarga do Motor
Foi selecionado o Analisador de Gases TESTO 350-XL (Fig. 47), já presente no
laboratório. Este analisador permite, além da conexão padrão 4-20 mA, conexões diretas
com o computador, através de uma placa PCMCIA, ou cabo RS-232.
65
Figura 47 - Analisador de Gases TESTO 350-XL
66
Capítulo 7
CONCLUSÃO E SUGESTÕES
O projeto do trocador de calor do sistema de arrefecimento do motor foi, realizado de
modo a possibilitar sua fabricação no próprio LTM, além da fácil aquisição dos
componentes necessários.
Por se tratar de um tipo de trocador de calor sobre o qual ainda não há muitas
referências, principalmente no Brasil, entende-se que o trabalho realizado também
assume importância como fonte de consulta para futuros projetos deste tipo.
Alcançou-se o objetivo de especificar o acoplamento entre o motor e o dinamômetro,
utilizando-se uma solução simples, com componentes do próprio sistema de transmissão
do carro
Quanto ao sistema de instrumentação, foram selecionados todos os sensores e demais
elementos necessários que faltavam, respeitando o requisito de compatibilidade com os
componentes já existentes.
De uma maneira geral o projeto se mostra apto à possibilitar a fabricação e aquisição de
componentes para a célula de testes do LMT. Embora tenha havido certa incerteza
quanto à possibilidade de fabricação e aquisição dos componentes ainda durante o
período de realização deste trabalho (o que não foi possível devido, principalmente, à
fatores econômicos e também falta de tempo do autor), entende-se que o projeto e
seleção dos componentes foram realizados com êxito.
Como os componentes não haviam sido adquiridos até o término deste trabalho, não foi
possível realizar a calibração e instalação dos mesmos, ficando isso como sugestão para
fazer parte de um futuro trabalho. A calibração dinâmica da célula de carga, a validação
da curva do medidor de rotações, assim como a atualização do sistema desenvolvido em
LabView (Fig. 48) para contemplar o monitoramento de todas as variáveis descritas no
trabalho também se inserem como sugestões para trabalhos futuros, já comentados no
trabalho do Eng. César Pacheco.
67
Figura 48 - Sistema desenvolvido em LabView (PACHECO, 2012).
Um plano de manutenção para o trocador de calor do sistema de arrefecimento também
se insere como uma sugestão de trabalho futuro, podendo ser contemplado tanto como
parte de um trabalho de conclusão de curso, quanto de um trabalho de alguma
disciplina, como por exemplo, Planejamento da Manutenção Mecânica.
Após o início de operação da célula de testes, uma vasta gama de opções de trabalhos
podem ser realizados: Comparação de desempenho do motor com diferentes
combustíveis, análise de emissões para diferentes situações de operação do motor entre
outras.
68
BIBLIOGRAFIA
ARTISA METAIS, 2013. Disponivel em: <www.artisametais.com.br>. Acesso em: 31
Agosto 2013.
ASHRAE. ASHRAE Handbook - Fundamentals. [S.l.]: [s.n.], 2009.
BORGES, A. J. Deformação em vigas horizontais. UTFPR, 2013. Disponivel em:
<https://www.google.com/url?sa=t&rct=j&q=&esrc=s&source=web&cd=1&ved=0CCk
QFjAA&url=http%3A%2F%2Fpessoal.utfpr.edu.br%2Faltemirborges%2Farquivos%2F
viga.pdf&ei=l8ZIUvntDIa88wSC1IH4Dw&usg=AFQjCNGxdttvGveC5IA7nmL7dZkR
dPBZrw&bvm=bv.53217764,d.eWU&cad=rja>. Acesso em: 10 Setembro 2013.
BOTT, T. R. Fouling of Heat Exchangers. [S.l.]: Elsevier, 1995.
DANCOR. Dancor, 2013. Disponivel em: <www.dancor.com.br>. Acesso em: 25
Agosto 2013.
HEYWOOD, B. Internal Combustion Engine Fundamentals. 1ª. ed. [S.l.]:
McGrawn-Hill, 1988.
INCROPERA, F. P. et al. Fundamentos de Transferência de Calor e de Massa. 6ª.
ed. [S.l.]: LTC, 2008.
KELL, G. S. Density, Thermal Expansivity, and Compressibility of Liquid Water from
0" to 150°C: Correlations and Tables for Atmospheric Pressure and Saturation
Reviewed and Expressed on 1968 Temperature Scale. Journal of Chemical and
Engineering Data, 1975.
KESTIN, J.; SOKOLOV, M.; WAKEHAM, W. A. Viscosity of liquid water in the
range – 8oC to 150oC. J. Phys Chem. Ref. Data, 1978.
MATWEB. MATWEB, 2013. Disponivel em: <www.matweb.com>. Acesso em: 27
setembro 2013.
69
MINISTÉRIO DO MEIO AMBIENTE. Ministério do Meio Ambiente. Disponivel em:
<www.mma.gov.br>. Acesso em: Dezembro 2013.
OSBORNE, N. S.; STIMSON, H. F.; GINNINGS, D. C. J. Phys Chem. Ref. Data,
1939.
OZISIK, M. N. Transferência de Calor - Um Texto Básico. Rio de Janeiro:
Guanabara-Koogan, 1990.
PACHECO, C. C. Recuperação e teste de um dinamômetro para ensaio de motores
de combustão interna a biocombustíveis. Rio de Janeiro: Universidade Federal do Rio
de Janeiro, 2012.
PARKER, J.; CUMMINGS, S.; JORGENSON, M. Helical Coil Heat Exchanger -
Thermal Design of Heat Exchangers. [S.l.]: Saint Martin's University, 2007.
PATIL, R. K.; SHENDE, B. W.; GHOSH, P. K. Designing a helical-coil heat
exchanger. Chemical Engineering, 1982.
PLINT, M.; MARTYR, A. Engine Testing. 2ª. ed. [S.l.]: SAE International, 1999.
RADEX ACOPLAMENTOS, 2013. Disponivel em:
<http://www.ktr.com/root/img/pool/pdf/produktkataloge/br/br_gesamt/005_radex-
n_br.pdf>. Acesso em: 15 set. 2013.
RAMIRES, M. L. V. et al. Standard reference data for the Thermal Conductivity of
Water. American Institute of Physics and American Chemical Society, 1995.
SALIMPOUR, M. R. Heat transfer coefficients of shell and coiled tube heat
exchangers. Experimental Thermal and Fluid Science, 2009.
SHIGLEY, J. E.; MISCHKE, C. R.; BUDYNAS, R. G. Projeto de Engenharia
Mecânica. 7ª. ed. [S.l.]: Bookman, 2005.
70
SOBOTA, T. Experimental Prediction of Heat Transfer Correlations in Heat
Exchangers. 1ª. ed. [S.l.]: InTech, 2011.
SPX COOLING TECHNOLOGIES. Cooling Tower Fundamentals. 2ª. ed. [S.l.]: SPX
Cooling Technologies, Inc., 2006.
TABOREK, J. Double-Pipe and Multitube Heat Exchangers with Plain and longitudinal
Finned Tubes. Heat transfer Engineering, 1997.
TELLES, P. C. S. Tubulações Industriais - Cálculo. 9ª. ed. [S.l.]: LTC, 1999.
TEMA. Standards of Tubular Exchangers Manufactors Association. 8ª. ed. [S.l.]:
[s.n.], 1999.
THOMAZINI, D.; ALBUQUERQUE, P. U. B. D. Sensores Industriais -
Fundamentos e Aplicações. [S.l.]: [s.n.], 2005.
TUBOS IPIRANGA, 2013. Disponivel em: <www.tubosipiranga.com.br>. Acesso em:
30 Agosto 2013.
ANEXOS
ANEXO 1 – PROCONVE
Estratégia de implantação do PROCONVE para veículos leves. Adaptado de www.mma.gov.br
Fase Implantação Característica / Inovação
L-1 1988-1991
Caracterizada pela eliminação dos modelos mais poluentes e
aprimoramento dos projetos dos modelos já em produção. Iniciou-
se também nesta fase o controle das emissões evaporativas. As
principais inovações tecnológicas que ocorreram nesta fase foram:
reciclagem dos gases de escapamento para controle das emissões
de NOx; injeção secundária do ar no coletor de exaustão para o
controle de CO e HC; implantação de amortecedor da borboleta do
carburador para controle do HC e a otimização do avanço da
ignição.
L-2 1992-1996
A partir dos limites verificados na Resolução CONAMA 18 de
1986, nessa fase investiu-se na adequação de catalisadores e
sistemas de injeção eletrônica para uso com mistura de etanol, em
proporção única no mundo. As principais inovações nos veículos
foram a injeção eletrônica, os carburadores assistidos
eletronicamente e os conversores catalíticos. Em 1994 iniciou-se o
controle de ruído dos veículos.
L-3 1997-2004
Em face da exigência de atender aos limites estabelecidos a partir
de1ºde janeiro de 1997 (Resolução CONAMA 15 de1995),
ocorreram reduções bastante significativas em relação aos limites
anteriores, e o fabricante/importador empregou, conjuntamente, as
melhores tecnologias disponíveis para a formação de mistura e
controle eletrônico do motor como, por exemplo, o sensor de
oxigênio (denominado "sonda lambda").
L-4 2005-2008
Tendo como referência a Resolução CONAMA Nº 315 de 2002, a
prioridade nesta fase que teve início no ano de 2005 é a redução
das emissões de HC e NOx, (substâncias precursores de Ozônio).
Para o atendimento desta fase, se deu o desenvolvimento de
motores com novas tecnologias como a otimização da geometria
da câmara de combustão e dos bicos de injeção, o aumento da
pressão da bomba injetora e a injeção eletrônica.
L-5 2009-2013
Com os limites de emissão da Resolução CONAMA Nº 315 de
2002, da mesma forma que na fase L-4, a prioridade na fase L-5 é
a redução das emissões de HC e NO. De maneira análoga à fase L-
4, as inovações tecnológicas se deram na otimização da geometria
da câmara de combustão e dos bicos, o aumento da pressão da
bomba injetora e a injeção eletrônica. Nesta fase deu-se a redução
de 31% das emissões de hidrocarbonetos não-metano para os
veículos leves do ciclo Otto e de48% e 42% para as emissões de
NOx para os veículos leves do ciclo Otto e Diesel,
respectivamente. Além disso, as emissões de aldeídos foram
reduzidas em, aproximadamente, 67% para os veículos do ciclo
Otto
Estratégia de implantação do PROCONVE para veículos pesados. Adaptado de www.mma.gov.br
Fase Implantação Característica / Inovação
P-1 e P-
2 1990-1993
Já em 1990 estavam sendo produzidos motores com níveis de
emissão menores que aqueles que seriam requeridos em 1993
(ano em que teve início o controle de emissão para veículos
deste tipo com a introdução das fases P-1 e P-2). Nesse
período, os limites para emissão gasosa (faseP-1) e material
particulado (fase P-2) não foram exigidos legalmente.
P-3 1994-1997
O desenvolvimento de novos modelos de motores visaram a
redução do consumo de combustível, aumento da potência e
redução das emissões de óxidos de nitrogênio (NOx) por meio
da adoção de intercooler e motores turbo. Nesta fase se deu
uma redução drástica das emissões de CO (43%)e HC (50%).
P-4 1998-2002 Reduziu ainda mais os limites criados pela fase P-3.
P-5 2003-2008 Teve como objetivo a redução de emissões de material
particulado (MP), NOx e HC.
P-6 2009-2011
Em janeiro de 2009 deveria ter se dado o início à fase P-6,
conforme Resolução CONAMA nº 315/2002, e cujo objetivo
principal, assim como na fase cinco, era a redução de emissões
de material particulado (MP), NOx e HC.
ANEXO 2 - DESENHOS DE FABRICAÇÃO
TROCADOR
DE CALOR
4
11
5
6 7
8
9
10
1
2
3
Nº DO ITEM NOME DA PEÇA QTD.
1 CAP 8" 2
2 Tubo Interno Helicoidal 1
3 CAP 6" 2
4 Tubo Interno 15 Bujão M16 2
6 Casco 1
7 Conector com Anilhas 2
8 Porca 1/2" 29 Niple 1 1/2" 12
10 Base 2
11 Suporte Tubo Interno 8
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
----
---- ----
----
----
19/08/2013 Trocador de Calor
6,3
5
250
50
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 20/01/2014Escala 1:2 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Base Superior
Material Aço Carbono 1020
Qtd. 2
6,3
5 10 10
85 157,5
400
50
25
25
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 20/01/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Base Inferior
Material Aço Carbono 1020
Qtd.2
60°
60°
100
200
Escala 1:2
3 - Solde as peças BASE SUPERIOR e BASE INFERIOR, conforme o desenho
2 - Dobre a peça BASE INFERIOR conforme o desenho:
1 - Conforme a peça BASE SUPERIOR ao redor do casco, conforme mostra o desenho:
BASE - MONTAGEM
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
3º
mm 0,1mm
1:5
----
24/01/2014 BASE DE APOIO - MONTAGEM
620
154,08 168,30
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 20/01/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Tubo Interno
Material Aço Carbono
Qtd. 1
22,
4
20
6,3
5
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 20/01/2014Escala 2:1 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Suporte
Material Aço Carbono
Qtd. 8
OBS.: O arranjo das extremidades presente neste desenho é apenas ilustrativo. Estas deverão ser ajustadas quando da montagem do equipamento
Diâmetro Externo do Tubo 1/2"
Espessura do Tubo 0,79mmRaio Interno da
Espira 85,7mmPasso Espiral 25,4mm
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 25/01/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Tubo Interno
Helicoidal
Material Cobre
Qtd. 1
610
109,5
150
15
109,5
150
15
219,1 202,7
60 109,5
38,1
109,5
60
38,10
Vista IsométricaEscala 1:10
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 20/01/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Casco
Material Aço Carbono
Qtd. 1
1- Soldar os Caps de 6" na peça Tubo Interno
300
Escala 1:10
Instruções de Montagem
2- Acomodar o Tubo Interno Helicoidal sobre o Tubo Interno e depois soldar os suportes
3- Soldar as peças Base no Casco
5- Furar os Caps de 8" e rosquea-los ao Casco, instalar conexões do tipo por anilhas e niples. Fechar os vents com bujões e arruelas metálicas de vedação
4- Acomodar o conjunto Tubo Interno e Tubo Interno Helicoidal no Interior do Casco
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
----
---- ----
1:20
----
19/08/2013 Trocador de Calor
PROTEÇÃO DO
ACOPLAMENTO
150
100
50
50
6,3
5
150
10 10
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 19/08/2013Escala 1:2 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Placa de Fixação
Material Aço Carbono
Qtd.3
360
300
1
,6
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 25/01/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Proteção Superior
Material Aço Carbono
Qtd.2
360
300
1
,6
10
70
80
80
19
10
70
19
80
80
1,6
40 40
R88,8
177,50
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
3º
mm 0,1mm
1:2
----
25/01/2014 Proteção Superior - Fabricação
300
200
5
Escala 1:5
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 13/02/2014Escala 1:2 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Mão Francesa
Material Aço Carbono
Qtd. 1
Proteção do Acoplamento - Montagem1 - Soldar as peças Chapa de Fixação e Mão Francesa, conforme a imagem:
2 - Soldar a peça Proteção Inferior no conjunto obtido anteriormente, conforme a imagem:
3 - Concluir a montagem fixando a peça Proteção Superior com parafusos
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
----
---- ----
----
----
14/02/2014 Proteção do Acoplamento - Montagem
RESERVATÓRIO
DE
COMBUSTÍVEL
500
500
6,3
5
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 13/02/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Base do Reservatório
Material Aço Inox
Qtd.1
406,40
396,84
500
100
2
00
25
,4
25
,4
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 13/02/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Cilindro do
Reservatório
Material Aço Inox
Qtd. 1
456,4
406,40
8 (x6)
431,40
60°
6,3
5
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 13/02/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Aro do Reservatório
Material Aço Inox
Qtd.1
456,4
8(x6)
431,4 6
0°
6,3
5
Universidade Federal do Rio de Janeiro
Diedro
Professor Albino José Kalab Leiroz, PhD
Unidades mm
Desenhista César Augusto Corrêa Miguéis
Data 13/02/2014Escala 1:5 Tolerância geral ± 0,1 mm
DRE 106020766
Projeto FinalPeça Tampa do
Reservatório
Material Aço Inox
Qtd. 1
Reservatório - Montagem1 - Soldar as peças Cilindro do Reservatório e Base do Reservatório, conforme a imagem:
2 - Soldar a peça Aro do Reservatório no conjunto obtido anteriormente, conforme a imagem:
3 - Fixar a Tampa com os parafusos e adicionar os conectores
Referência106020766DRE
Tolerância geral
Escala Data Peça
César Augusto Corrêa MiguéisDesenhista
Unidades
Albino José Kalab Leiroz. PhD.ProfessorProjeto FinalDisciplina
Diedro
Universidade Federal do Rio de Janeiro
----
---- ----
----
----
14/02/2014 Reservatório - Montagem
ANEXO 3 – PLANILHA DE VERIFICAÇÂO DO ACOPLAMENTO
dest kb D/d r/d kts q kf* ke Se dmin
137,5 0,697049 2,806122 0,030612 1,9 0,8 1,72 0,581395 156,5214 21,39
49 0,817656 1,96 0,06 1,7 0,8 1,56 0,641026 202,4346 19,89
70 0,787039 2,8 0,06 1,7 0,8 1,56 0,641026 194,8545 20,10
70 0,787039 1,719902 0,036855 1,75 0,8 1,6 0,625 189,9831 20,24
40,7 0,834056 1,418118 0,052265 1,7 0,8 1,56 0,641026 206,4949 19,78
56 0,802623 1,95122 0,052265 1,7 0,8 1,56 0,641026 198,7127 19,99
56 0,802623 1,473684 0,039474 1,75 0,8 1,6 0,625 193,7449 20,13
45 0,825141 1,184211 0,039474 1,65 0,8 1,52 0,657895 209,6636 19,70
45 0,825141 2,142857 0,071429 1,55 0,8 1,44 0,694444 221,3116 19,41
27 0,871497 1,285714 0,071429 1,5 0,8 1,4 0,714286 240,4233 18,97
27 0,871497 1,227273 0,068182 1,55 0,8 1,44 0,694444 233,7448 19,12
30,3 0,86081 1,377273 0,068182 1,55 0,8 1,44 0,694444 230,8785 19,18
30,3 0,86081 1,2625 0,0625 1,5 0,8 1,4 0,714286 237,4751 19,04
24 0,88255 1,2 0,075 1,5 0,8 1,4 0,714286 243,4724 18,91
20 0,899936 1,052632 0,078947 1,2 0,8 1,16 0,862069 299,6348 17,91
ANEXO 4 – ESTIMATIVA DE CUSTOS
TROCADOR DE CALOR
Componente Quantidade/ Dimensões Preço
Tubo Cobre ½” 15m R$ 300,00
Tubo Aço 8” SCH40 6m R$ 1.414,50
Tubo Aço 6” SCH40 6m R$ 946,68
Cap Aço 8” Rosqueado 2un R$ 57,36
Cap Aço 6” 2un R$ 40,40
Chapa de aço para suportes ½” 1200mm x 6000mm R$ 2.564,45
Chapa de aço para suportes ¼” 1200mm x 6000mm R$ 1.282,26
ACOPLAMENTO
Componente Quantidade/ Dimensões Preço
Chapa de aço para proteção 1/16" 1200mm x 3000mm R$ 218,20
Cantoneira 1/8" 1/2"x1/2" 6m R$ 16,03
Cantoneira 1/8" 2"x2" 6m R$ 63,64
INSTRUMENTAÇÃO
Componente Quantidade/ Dimensões Preço
Balança 1un R$ 5.182,59
Reservatório Inox 1un R$ 706,67
Medidor de Vazão Tipo Turbina
Rosqueado 2" 2un R$ 12.252,00
Transmissor de Pressão 3un R$ 1.950,00
Analisador de Gases 1un -
MÃO DE OBRA
Engenheiro 2 meses R$ 10.000,00
Técnico 1 mês R$ 4.000,00
TOTAL R$ 40.994,78