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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO JOÃO DEL REI

CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNÓLOGICA DE MINAS GERAIS

Programa de Pós-Graduação em Engenharia da Energia - PPGEE

Priscilla do Carmo Azevedo

ESTUDO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EM MOTORES UTILIZANDO BIODIESEL

São João Del Rei

2016

Priscilla do Carmo Azevedo

ESTUDO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EM MOTORES UTILIZANDO BIODIESEL

Dissertação apresentada ao Programa de Pós-

graduação em Engenharia da Energia, em

Associação Ampla entre o Centro Federal de

Educação Tecnológica de Minas Gerais e a

Universidade Federal de São João Del Rei,

como requisito parcial para obtenção do título

de Mestre em Engenharia de Energia.

Orientador: José Antônio da Silva

São João Del Rei

2016

Ficha catalográfica elaborada pela Divisão de Biblioteca (DIBIB) e Núcleo de Tecnologia da Informação (NTINF) da UFSJ,

com os dados fornecidos pelo(a) autor(a)

A994eAzevedo, Priscilla do Carmo. Estudo do atraso de ignição em motores utilizandoBiodiesel / Priscilla do Carmo Azevedo ; orientadorJosé Antônio da Silva. -- São João del-Rei, 2016. 101 p.

Dissertação (Mestrado - Mestrado em Engenharia deEnergia) -- Universidade Federal de São João delRei, 2016.

1. Atraso de ignição. 2. mistura. 3. biodiesel. 4.correlações. I. Silva, José Antônio da, orient. II.Título.

Dedico esse trabalho a minha família e a todos que contribuíram direta ou indiretamente para minha formação.

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente à Deus, o alicerce da vida, onde encontro orientação

para meu caminho.

Aos meus pais João Batista e Maria Aparecida, pelo exemplo de vida, amor e

dedicação. Aos meus irmãos Thiago e Gustavo, por todo apoio e incentivo. Ao meu

namorado Michael, pela força nos momentos de dificuldade e compreensão nos

momentos de ansiedade.

Ao meu orientador acadêmico, professor José Antônio da Silva, agradeço

pela orientação, amizade, paciência e, sobretudo pela confiança em mim

depositada, que foi essencial para a realização deste trabalho.

Aos professores do Programa de Pós Graduação em Engenharia de Energia

agradeço pelos ensinamentos a mim proporcionados. Ao Alex agradeço pelo

atendimento de cada solicitação, antes até mesmo do meu ingresso ao Programa.

Agradeço aos colegas Almilson, Eudes, João Victor e Marcilene que

compartilharam comigo idéias, experiências e conhecimentos, auxiliando na

realização e conclusão dessa etapa.

À Capes agradeço pelo apoio financeiro.

Agradeço aos vários amigos e familiares, que me apoiaram, aconselharam e

deram força para a realização deste mestrado. Agradecimento especial ao tio

Rogério e tia Iraci e meus amigos da Tecnometal, Marcos, Thiago, Euler, Danilo e

Leila.

AGRADECIMENTO ESPECIAL

Não poderia deixar de ser extremamente grata ao Gelson Carneiro de Souza

Junior por me fornecer informações de sua pesquisa e permitir que eu pudesse

utilizar essas informações de forma a enriquecer a minha pesquisa de mestrado.

“O motor Diesel pode ser alimentado com óleos vegetais e poderá ajudar consideravelmente o desenvolvimento da

agricultura dos países. Isto parece um sonho, mas posso predizer com inteira convicção que esse modo de emprego do

motor Diesel poderá adquirir uma grande importância no futuro”

Rudolph Diesel, 1911

RESUMO

Nos motores diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado diretamente na

câmara de combustão, um dos problemas mais importantes que eles podem

apresentar é o atraso de ignição, definido como sendo o intervalo de tempo entre o

início da injeção de combustível e o início da combustão. Este atraso de ignição é

um fator crucial na determinação de características do funcionamento de motores

diesel, como a eficiência de conversão de combustível, suavidade de

funcionamento, falhas de ignição, emissão de fumaça, ruído e facilidade de partida.

É no contexto tecnológico de análise do atraso de ignição com a utilização de

biodiesel que o estudo se fundamenta. A pesquisa realizada busca quantificar e

analisar o atraso de ignição em motores de ignição por compressão ao se utilizar

misturas de biodiesel (B3, B10, B20 e B50) e biodiesel de soja puro (B100) através

de correlações teóricas encontradas na literatura. Valores de atraso são calculados

por três correlações teóricas (Watson, Assanis e Hardenberg/Hase), em seis

condições de operação, correspondente às rotações de 1500, 2000 e 2500 rpm e

25%, 50% e 75% do torque máximo do motor. Posteriormente tais resultados são

comparados com dados experimentais de atraso de ignição, obtidos de curvas de

pressão de uma pesquisa já realizada. A partir dessa comparação são analisadas e

indicadas as limitações e ajustamentos de cada modelo de correlação avaliado ao

se utilizar misturas de combustíveis contendo biodiesel e biodiesel de soja puro. Em

termos de erro médio, a correlação de Hardenberg e Hase é a que resulta em

melhores estimativas para o atraso de ignição, seguida pelas correlações de Watson

e Assanis.

Palavras Chaves: Atraso de ignição, mistura, biodiesel, correlações.

ABSTRACT

In diesel engines of direct injection, when fuel is injected directly into the combustion

chamber, one of the most important problems that they may have is the ignition

delay, defined as the time interval between the beginning of fuel injection and start of

combustion. This ignition delay is a critical factor in determining the operating

characteristics of diesel engines, such as fuel conversion efficiency, smoothness,

misfires, emission of smoke, noise and ease of starting. It is the technological context

analysis of ignition delay with the use of biodiesel that the survey is accomplished.

The survey seeks to quantify and analyze the ignition delay in compression ignition

engines when using biodiesel blends (B3, B10, B20 and B50) and pure soy biodiesel

(B100) through theoretical correlations found in the literature. Delay values are

calculated for three theoretical correlations (Watson, Assanis and Hardenberg/Hase)

in six operating conditions corresponding to the revolutions of 1500, 2000 and 2500

rpm and 25%, 50% and 75% of the maximum engine torque. Subsequently these

results are compared with experimental data ignition delay obtained pressure curves

of a survey ever undertaken. From this comparison are analyzed and given the

limitations and adjustments of the analyzed correlation model considered when

mixtures of fuels containing biodiesel and biodiesel pure soy are used. On average,

the correlation of Hardenberg and Hase is resulting in better estimates for the ignition

delay, followed by correlations of Watson and Assanis.

Key words: Ignition Delay, blend, biodiesel, correlations.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Diagrama ideal Pressão versus volume para motores diesel. (Adaptado de

HEYWOOD, 1988) ............................................................................................................... 21

Figura 2 - Curva da razão de liberação de calor em função do ângulo do eixo de manivelas.

(BUENO, 2011) .................................................................................................................... 23

Figura 3 - Atraso de ignição medidos experimentalmente em condições estáveis de

funcionamento do motor. (Adaptado de Assanis et al., 2003) .............................................. 31

Figura 4 – Comparação entre as correlações de atraso de ignição. (Adaptado de Rodriguez,

Sierens e Verhelst, 2011) .................................................................................................... 32

Figura 5 - Geometria do motor. (BUENO, 2011) .................................................................. 39

Figura 6 – Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Hardenberg e Hase, à

25ºC e 1 bar. ........................................................................................................................ 53

Figura 7 - Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Watson, à 25ºC e 1

bar. ...................................................................................................................................... 53

Figura 8 - Atraso de ignição à 20ºC, 1 bar e 2000 rpm. ....................................................... 55

Figura 9 - Atraso de ignição à 25ºC, 1 bar e 2000 rpm. ....................................................... 55

Figura 10 - Atraso de ignição à 30ºC, 1 bar e 2000 rpm. ..................................................... 55

Figura 11 - Atraso de ignição à 25ºC, 0,95 bar e 2000 rpm. ................................................. 56

Figura 12 - Atraso de ignição à 25ºC, 1,01 bar e 2000 rpm. ................................................. 56

Figura 13 - Atraso de ignição teórico para o combustível B3. .............................................. 57

Figura 14 - Atraso de ignição teórico para o combustível B10. ............................................ 58



Figura 17 - Atraso de ignição teórico para o combustível B100. .......................................... 59

Figura 18 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações

teóricas e por dados experimentais para o combustível B3. ................................................ 61


teóricas e por dados experimentais para o combustível B10. .............................................. 62






teóricas e por dados experimentais para o combustível B100. ............................................ 63

Figura 23 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas correlações

teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B3. ................................ 65


teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B10. .............................. 65






teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B100. ............................ 67

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Resumo das constantes empíricas empregados nas correlações usualmente

empregadas para o atraso de ignição. (Adaptado de Assanis et al., 2003) .......................... 30

Tabela 2 - Ângulo de retardo de ignição para óleo diesel e B20 em três regimes de

operação. (Adaptado de BUENO, 2003) .............................................................................. 34

Tabela 3 - Participação estimada da literatura (em percentagem do número de publicações)

relatando quando desempenho do motor e emissões, aumentam, são semelhantes, ou

diminuem ao se utilizar biodiesel ao invés de diesel. (Adaptado de Lapuerta, Armas e

Rodríguez-Fernández, 2008) ............................................................................................... 37

Tabela 4 - Informações sobre a geometria e dados operacionais do motor utilizado nos

ensaios. (Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009) ................................................................... 48

Tabela 5 - Fórmula empírica e número de cetano dos combustíveis. (Adaptado de SOUZA

JUNIOR, 2009) .................................................................................................................... 48

Tabela 6 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B3. (Adaptado

de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 49


de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 49


de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 50


de SOUZA JUNIOR, 2009) .................................................................................................. 50

Tabela 10 - Informações referentes à operação do motor com o combustível B100.

(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009) ................................................................................. 50

Tabela 11 - Ângulo de retardo de ignição, em graus, para cada combustível por ponto de

operação. ............................................................................................................................. 60

Tabela 12 - - Ângulo de retardo de ignição, em milissegundos, para cada combustível por

ponto de operação. .............................................................................................................. 60

Tabela 13 – Constante politrópica obtida pelo modelo politrópico de compressão. .............. 64

Tabela 14 - Constante politrópica obtida experimentalmente pela curva log V x log P. ........ 64

Tabela 15 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e Hase

em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão para o

combustível B3. ................................................................................................................... 68

Tabela 16 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberge Hase


combustível B10. ................................................................................................................. 68



combustível B20. ................................................................................................................. 69



combustível B50. ................................................................................................................. 69



combustível B100. ............................................................................................................... 70

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ANP – Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis

A1 – Ponto de operação a 1500 rpm e 25% do torque máximo do motor



B1 – Ponto de operação a 2000 rpm e 25% do torque máximo do motor



C1 – Ponto de operação a 2500 rpm e 25% do torque máximo do motor



C – Carbono

CO – Monóxido de Carbono

FT – Combustível de Fischer-Tropsch

H – Hidrogênio

HC – Hidrocarbonetos

H2O – Água

O – Oxigênio

O2 – Gás oxigênio

N2 – Gás Nitrogênio

NOx – Óxidos Nítricos

NO – Monóxidos de nitrogênio

MP – Materiais Particulados

PMI – Ponto Morto Inferior

PMS – Ponto Morto Superior

S10 – Óleo Diesel com 10 ppm de enxofre

S500 – Óleo Diesel com 500 ppm de enxofre

LISTA DE SÍMBOLOS

Símbolo Descrição Unidade

A fator pré-exponencial de Arrhenius (adimensional)

𝐴 𝛳 área instantânea (m2)

A/C relação ar-combustível real (adimensional)

A/Cestequiométrica relação ar-combustível estequiométrica (adimensional)

BM relação biela-manivela (adimensional)

c constante politrópica (adimensional)

D diâmetro interno do cilindro (mm)

Ea energia de ativação aparente do combustível (J)

e base dos logaritmos neperianos (e= 2,71828) (adimensional)

K constante cinética da reação de Arrhenius (adimensional)

L comprimento da biela (mm)

NC número de cetano do combustível (adimensional)

n constante ajustável da reação de Arrhenius (adimensional)

ni número de mols da espécie i (kgmol)

p pressão no interior do cilindro (bar)

Padm pressão de admissão do ar (K)

𝑝𝑖 pressão de admissão do ar (bar)

R constante universal dos gases (J/mol.K)

Rv raio do eixo virabrequim (mm)

r razão de compressão (adimensional)

ref taxa de compressão efetiva (adimensional)

S curso do pistão (mm)

Sp velocidade média do pistão (m/s)

T temperatura no interior do cilindro (K)

𝑇𝑖 temperatura de admissão do ar (K)

Tadm temperatura de admissão do ar (ºC)

Vc volume da câmara de combustão – volume mínimo (m3)

VD volume deslocado - cilindrada (m3)

𝑉 𝛳 volume instantâneo (m3)

VSOI volume no início da injeção (m3)

x quantidade de átomos de c do combustível equivalente (adimensional)

y quantidade de átomos de h do combustível equivalente (adimensional)

z quantidade de átomos de o do combustível equivalente (adimensional)

𝛷 razão de equivalência (adimensional)

α número de moles de ar para a combustão completa (kgmol)

𝛽 coeficiente de excesso de ar (adimensional)

tid (ms) atraso de ignição (milisegundos)

tid Δθ atraso de ignição (graus)

tid 1 atraso de ignição pela correlação de Watson (milisegundos)

tid 2 atraso de ignição pela correlação de Assanis (milisegundos)

tid 3 atraso de ignição pela correlação de Hardenberg e Hase (graus)

𝛳𝑖𝑐 ângulo do início da combustão (graus)

𝛳𝑖𝑖 ângulo do início da injeção de combustível (graus)

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO .................................................................................................... 18

1.1. Objetivo geral ............................................................................................... 19

1.2. Objetivos específicos ................................................................................... 19

1.3. Justificativa ................................................................................................... 19

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA E ESTADO DA ARTE ............................................ 20

2.1. Motores de ignição por compressão ............................................................ 20

2.2. Períodos da combustão ............................................................................... 22

2.3. Atraso da ignição ......................................................................................... 25

2.3.1. Fatores físicos que afetam o atraso de ignição ..................................... 26

2.4. Modelos de correlação para o atraso de ignição .......................................... 28

2.5. Combustíveis ............................................................................................... 33

3. FUNDAMENTOS TEÓRICOS ............................................................................ 39

3.1. Geometria do motor ..................................................................................... 39

3.2. Número de cetano (NC) ............................................................................... 41

3.4. Estequiometria ............................................................................................. 42

3.5. Equações da combustão .............................................................................. 42

3. METODOLOGIA ................................................................................................. 44

Correlação de Watson .................................................................................. 45

Correlação de Assanis ................................................................................. 45

Correlação de Hardenberg e Hase .............................................................. 45

3.1. Dados de entrada ......................................................................................... 47

3.2. Procedimento de análise .............................................................................. 51

4. RESULTADOS E DISCUSSOES ........................................................................ 53

5. CONCLUSÕES ................................................................................................... 71

5.1. Sugestões para trabalhos futuros ................................................................ 72

6. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................... 73

APÊNDICE I .............................................................................................................. 76

CURVAS DE PRESSÃO E DIAGRAMAS log P x log V UTILIZADOS PARA

DETERMINAÇÃO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EXPERIMENTAL.......................... 76

18

1. INTRODUÇÃO

Biocombustíveis estão sendo utilizados cada vez mais, tanto na forma de

mistura aos combustíveis fósseis convencionais como na forma pura, a fim de

respeitar os alvos estabelecidos pelo governo com vista a aumentar a participação

de energias renováveis na matriz energética como também de forma a diminuir a

dependência dos combustíveis fosseis convencionais.

A partir de março de 2015 a Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e

Biocombustíveis (ANP) determinou que a gasolina usada no Brasil passasse a ter

mais etanol em sua composição. O percentual do biocombustível na mistura passou

de 25% para 27% para a gasolina comum e aditivada, respectivamente. Para a

premium, o percentual segue em 25%. Até julho de 2014, o óleo diesel

comercializado no Brasil continha 5% de biodiesel. A partir de julho, passou a ser

obrigatória a adição de 6% e de novembro de 2014 até os dias atuais, está vigente a

adição de 7% de biodiesel no diesel a ser comercializado no País.

O aumento progressivo da utilização dos biocombustíveis em motores

convencionais implica em obter um conhecimento profundo sobre os resultados a

serem esperados, em termos de desempenho e emissões, como também sugerir

adaptações a serem realizados nos motores.

Numerosas pesquisas têm sido direcionadas ao estudo do processo de

combustão, como avanço tecnológico no funcionamento de motores de ignição por

compressão.

Dentre os diversos fatores que afetam o funcionamento do processo de

combustão, pode-se citar o tipo de combustível, o formato da câmara de combustão,

o sistema de injeção de combustível e os parâmetros de operação. Nos motores

diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado diretamente na câmara de

combustão, um dos problemas que eles podem apresentar é o atraso de ignição,

definido como sendo o intervalo de tempo entre o início da injeção de combustível e

o início da combustão.

Este atraso de ignição é um fator crucial na determinação de características

do funcionamento de motores diesel, como a eficiência de conversão de

combustível, suavidade de funcionamento, falhas de ignição, emissão de fumaça,

ruído e facilidade de partida. É nesse contexto tecnológico que esse estudo se

19

fundamentou, buscando qualificar e quantificar esse atraso, ao se utilizar misturas

de combustíveis contendo biodiesel.

1.1. Objetivo geral

O objetivo principal do trabalho foi quantificar o atraso de ignição em motores

de ignição por compressão através de modelos teóricos e compará-los com dados

experimentais de atraso de ignição, obtidos de curvas de pressão de uma pesquisa

já realizada.

1.2. Objetivos específicos

Os objetivos específicos são:

Comparar a metodologia de cálculo do atraso de ignição entre modelos

teóricos;

Avaliar a influência de fatores físicos no atraso de ignição;

Avaliar o atraso de ignição para diferentes misturas de combustíveis.

1.3. Justificativa

Os avanços tecnológicos no funcionamento do motor de ignição por

compressão estão direcionados para o processo de combustão. Nesse contexto, o

atraso de ignição tem sido apontado como um fator relevante na determinação do

processo de combustão. Modelos teóricos de atraso de ignição já foram levantados,

no entanto, estudos de validação da quantificação desses modelos de atraso com

dados experimentais são raros e dispersos, principalmente ao se considerar a

utilização de biocombustíveis.

20

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA E ESTADO DA ARTE

2.1. Motores de ignição por compressão

Motores de combustão interna são máquinas térmicas que convertem a

energia contida em um combustível, através de uma reação química com o ar, em

energia mecânica (HEYWOOD, 1988).

Esse processo de conversão ocorre através de ciclos de trabalhos, que

envolvem admissão, compressão, expansão e exaustão, onde os próprios gases de

combustão (ar, combustível e produtos da combustão) operam como fluido de

trabalho – sendo por esse motivo chamados de combustão “interna”.

Desenvolvido pelo engenheiro alemão Rudolf Diesel (1858-1913), os motores

de ignição por compressão, também chamados de motores diesel, caracterizam-se

pela ignição ocorrer pelo aumento da temperatura devido à compressão do ar de

admissão. Inicialmente admite-se somente ar; após a compressão, o combustível é

pulverizado na massa de ar quente dando início à combustão. No ciclo de trabalho

para um motor diesel, o pistão necessita de quatro cursos (motor 4 tempos) ou duas

voltas (720°) no eixo de manivelas (virabrequim) para realizar um ciclo completo

(HEYWOOD, 1988).

A Figura 1 apresenta o diagrama ideal Pressão versus volume para motores

diesel. Didaticamente, pode-se descrever cada fase do ciclo com as seguintes

definições:

Admissão 6-1: A válvula de admissão encontra-se aberta e o pistão se move

do Ponto Morto Superior (PMS) ao Ponto Morto Inferior (PMI) ocorrendo a

admissão do ar;

Compressão 1-2: Com ambas as válvulas de admissão e escape fechadas, o

ar puro é comprimido, com o movimento do pistão até o PMS. O aumento da

pressão acarreta na elevação da temperatura do ar;

Expansão 3-4: No momento ou perto do pistão alcançar o PMS, é injetado

combustível na câmara de combustão, que ao contato com o ar quente,

inflama-se (Processo 2-x-3). Esses gases a altas temperaturas e pressões

empurram o pistão do PMS ao PMI;

21

Exaustão 4-5: Quando o pistão alcança o PMI a válvula de descarga se abre

para que os gases provenientes da combustão saiam do interior do cilindro e

da câmara de combustão do motor.

Figura 1 - Diagrama ideal Pressão versus volume para motores diesel. (Adaptado de

HEYWOOD, 1988)

O processo de combustão nos motores diesel é bastante complexo, sendo

afetado principalmente por fatores como o tipo de combustível, formato da câmara

de combustão, sistema de injeção de combustível e das condições de operação

(HEYWOOD, 1988).

Motores de ignição por centelha apresentam frente de chama única e bem

definida, a qual se inicia por intermédio da centelha disparada pela vela. Já nos

motores diesel o processo de combustão ocorre simultaneamente em vários pontos

da câmara, onde há condições ideais para que ocorra a queima. (HEYWOOD, 1988;

MOREIRA, 2000).

22

2.2. Períodos da combustão

O processo de combustão, embora ocorra em um período muito pequeno

(poucos graus do ângulo de rotação de virabrequim), para fins de estudo costuma-se

dividi-lo em três fases distintas. Destaca-se que estes períodos não possuem limites

facilmente distinguíveis, sendo difícil estabelecer na prática quando um termina e o

outro começa.

Essas três fases são assim definidas (HEYWOOD, 1988; CIMAC, 2010;

BUENO, 2011):

Período do atraso da ignição:

A injeção do combustível não se inicia imediatamente após o pulso de

comando do injetor; é necessário um tempo para a formação da pressão necessária

no bico do injetor. Esse período, conhecido por atraso mecânico (ou ainda por atraso

de injeção), é mais evidente nos sistemas de bomba unitária (sistema UPS), onde o

bico está separado da bomba.

Ao se injetar combustível, é necessário esperar que ele se evapore, misture

com o ar circundante e reaja. As primeiras partículas de combustível se aquecem e

oxidam com uma produção de calor limitada enquanto continua a acumulação de

combustível injetado ainda sem queimar (MANAVELLA, 2012). Todo esse processo

de aquecimento e oxidação das primeiras partículas de combustível leva um certo

tempo a decorrer e, por esta razão, é chamado período de atraso.

Esse atraso é decomposto em duas fases: o atraso físico (transferência de

calor, vaporização das gotas e difusão) e o atraso químico (reações químicas de

oxidação) (MARTINS, 2013).

O atraso físico (também chamado por atraso físico-mecânico) é o intervalo de

tempo que o combustível injetado leva para atomizar-se em pequenas gotículas,

vaporizar e formar a mistura com o ar. O tempo total para que isto ocorra depende

basicamente de fatores tais como a pressão de injeção e da pressão e temperatura

do ar admitido na câmara de combustão. As dimensões das gotículas dependem de

sua velocidade, pela qual injeções de elevada velocidade diminuem esse atraso,

pois reduzem o tamanho das gotas e melhoram as características de transferência

de calor. (MARTINS, 2013).

23

O atraso químico, por sua vez, é função da qualidade do combustível,

decorrente do número de cetano (desempenho de um combustível em relação a

auto-inflamação). Dessa forma, quanto maior o número de cetano, menor será o

atraso químico.

É desejável que esse período de atraso seja o menor possível, visto que

atrasos longos provocam na fase seguinte da combustão um aumento excessivo da

pressão e, como conseqüência, eleva a temperatura na câmara. Dessa forma, na

ocorrência de longos períodos de atraso, verifica-se a tendência à detonação e

aumento das emissões de óxidos nítricos (NOx) (MANAVELLA, 2012).

A Figura 2 mostra a curva da razão de liberação de calor em função do

ângulo do eixo de manivelas indicando os períodos de combustão de um motor

diesel de injeção direta. Nessa curva, o período do atraso de ignição é

compreendido entre “a” e “b”.

O aumento de pressão que ocorre nesse período de atraso é devido

exclusivamente ao trabalho de compressão do pistão (MANAVELLA, 2012).

Figura 2 - Curva da razão de liberação de calor em função do ângulo do eixo de

manivelas. (BUENO, 2011)

24

Período da combustão pré-misturada ou combustão rápida:

É o período compreendido entre o início da combustão até o ponto de máxima

pressão do ciclo. Caracteriza-se pela elevação brusca de pressão que é ocasionada

pela queima das menores partículas de combustível, que ao entrarem em

combustão, geram o calor necessário para queima das partículas maiores. Essa

elevação brusca na pressão é a responsável pelo ruído característico do

funcionamento dos motores diesel.

Menores atrasos no período de combustão anterior acarretam em um

aumento mais suave da pressão nessa fase de combustão rápida, minimizando as

emissões e o ruído gerado pelo motor diesel (MANAVELLA, 2012).

Na Figura 2 o período da combustão pré-misturada é compreendido entre “b”

e “c”.

Período da combustão difusiva ou combustão controlada:

É o período que ocorre depois de consumir-se a mistura formada no período

do atraso de ignição. O combustível vai queimando gradualmente, na medida em

que continua a ser injetado. A quantidade de combustível que ainda não formou

uma mistura apropriada com o ar até o momento da ignição vai sendo consumida de

forma mais lenta durante a combustão, caracterizando as “frentes de chama” nos

motores diesel.

Na Figura 2 o período da combustão difusiva é compreendido entre “c” e “d”.

25

2.3. Atraso da ignição

Nos motores diesel de injeção direta, onde o combustível é injetado

diretamente na câmara de combustão, um dos problemas mais importantes que eles

podem apresentar é o atraso de ignição, devido ao seu impacto direto sobre a

liberação de calor, bem como o seu efeito indireto sobre o ruído do motor e

formação de poluentes.

O atraso de ignição é definido como o intervalo de tempo (ou ângulo do eixo

de giro do virabrequim) entre o início da injeção de combustível e o início da

combustão. O início da injeção é determinado pelo levantamento da agulha do bico

injetor, enquanto que o início da combustão, momento mais complicado de

determinar, é usualmente identificado com a liberação de calor, com o aumento da

taxa de elevação da pressão. (HEYWOOD, 1988; SOUZA JUNIOR, 2009). Outra

técnica utilizada para definir o início da combustão é a emissão de luz; onde uma

célula fotoelétrica determina o aparecimento de uma chama. No entanto, uma

alteração de pressão é muitas vezes detectada antes de o detector de luminosidade

observar o aparecimento de uma chama (RODRÍGUEZ; SIERENS; VERHELST,

2011).

Segundo Heywood (1988), o atraso da ignição se deve a processos físicos e

químicos. Como processos físicos podem-se destacar: a atomização do jato de

combustível líquido, a vaporização das gotas de combustível, a mistura do vapor de

combustível com o ar. Uma boa atomização requer alta pressão de injeção de

combustível, pequeno diâmetro do orifício injetor, viscosidade adequada de

combustível e de alta pressão de ar do cilindro, no momento da injeção. A

vaporização das gotículas de combustível depende da volatilidade do combustível,

pressão e temperatura no interior da câmara de combustão, assim como do

tamanho das gotas, da sua distribuição e velocidade. A mistura do vapor de

combustível com ar é determinada pelo tipo de injeção e formato da câmara de

combustão.

Já por processos químicos que afetam o atraso de ignição, Heywood (1988)

destaca as reações de pré-combustão entre combustível, ar e gases residuais. Uma

vez que o processo de combustão do motor diesel é heterogêneo, seu processo de

inflamação espontânea é ainda mais complexo. Embora ignição ocorra nas regiões

26

da fase de vapor, as reações de oxidação podem prosseguir na fase líquida, entre

as moléculas de combustível e oxigênio dissolvido. Além disso, craqueamento de

moléculas grandes em moléculas menores de hidrocarbonetos também pode

ocorrer. Estes processos químicos dependem da composição do combustível, da

temperatura e pressão no cilindro, da bem como dos processos físicos já apontados,

os quais regulam a distribuição de combustível com o ar.

Devido à influência que os processos físicos exercem no atraso de ignição, o

tópico 2.3.1 detalha alguns fatores relacionados a esses processos.

2.3.1. Fatores físicos que afetam o atraso de ignição

Os fatores físicos que influenciam o atraso da ignição estão relacionados com

o desenvolvimento do pulverizador de combustível e o estado do ar (pressão,

temperatura e velocidade). Dessa forma, a influência é dependente da concepção do

sistema de injeção do combustível, da câmara de combustão, assim como das

condições de funcionamento do motor. As variáveis do sistema de injeção que

afetam o desenvolvimento da pulverização do combustível são: tempo de injeção,

quantidade, velocidade e tamanho da gota, assim como a forma e tipo de spray.

As condições de carga relevantes dependem do sistema de combustão

utilizado, dos detalhes da concepção da câmara de combustão, da pressão e

temperatura do ar de entrada, taxa de compressão e da rotação do motor.

Segundo Heywood (1988), alguns fatores que afetam o atraso de ignição são:

Tempo de injeção: quanto mais cedo a injeção ocorrer, maior tende a ser o

atraso de ignição, devido ao fato do pistão ainda estar longe do PMS, e

portanto ainda no processo de compressão, oferecendo pressão e

temperatura menores ao combustível no momento da injeção;

Temperatura e pressão de admissão: o aumento da temperatura assim como

da pressão de admissão do ar produz um aumento na temperatura do ar

comprimido, melhorando a vaporização do combustível, diminuindo assim o

atraso de ignição. Destaca-se que esse aumento de temperatura no ar

provoca uma redução em sua densidade, reduzindo a eficiência volumétrica

e, conseqüentemente, a potência;

27

Taxa de compressão: o aumento da taxa de compressão influencia a pressão

e a temperatura do ar, sendo então o atraso dependente desses fatores;

Velocidade angular do motor: o aumento da velocidade faz com que as

perdas de temperatura durante a compressão diminuam, resultando assim em

um aumento na temperatura e na pressão do ar, e conseqüentemente na

redução do atraso de ignição, em milissegundos. Ressalta-se que quando o

atraso está sendo aferido em graus, o aumento da rotação faz com que haja

um ligeiro aumento no ângulo de retardo de ignição;

Relação ar-combustível: Com o aumento da relação ar-combustível (mistura

mais pobre) as temperaturas de combustão são reduzidas, aumentando o

período de atraso; com o aumento da carga a relação ar-combustível diminui,

a temperatura de combustão aumenta e, conseqüentemente, há uma redução

no período de atraso;

Potência: o aumento da potência equivale a uma diminuição na razão ar-

combustível, acarretando um aumento da temperatura e uma consequente

diminuição no atraso da ignição;

Atomização: conforme já citado, uma melhor atomização reduz o atraso de

ignição;

Qualidade do combustível: um importante indicador da qualidade de ignição

do combustível é o número de cetano. Ele mede a qualidade de ignição de

um combustível para máquina Diesel e tem influência direta na partida do

motor e no seu funcionamento sob carga.

28

2.4. Modelos de correlação para o atraso de ignição

A estimativa do atraso de ignição é de grande importância devido à sua

influência sobre o desempenho, emissões e a combustão nos motores de

combustão interna diesel. Diversos modelos de correlações de atraso de ignição têm

sido propostos como função das características de operação do motor e também

com base em dados experimentais em bombas de volume constante, reatores de

fluxo constante e máquinas de compressão rápida.

Arrhenius foi o primeiro cientista a reconhecer a variação da constante de

velocidade de uma reação química com a temperatura. Ele propôs uma equação

muito utilizada na cinética química, determinada por (TURNS, 2013):

𝑘 = 𝐴𝑒−𝐸𝑎𝑅𝑇

Onde k é a constante de velocidade; A uma constante pré-exponencial; Ea a Energia

de ativação (também conhecido por complexo de ativação); R a constante dos gases

e T a temperatura.

Numerosas correlações utilizadas para estimar o atraso de ignição decorrem

dessa expressão de Arrhenius, sendo esse atraso dado por (RODRÍGUEZ;

SIERENS; VERHELST, 2011):

tid (ms) = Apnexp Ea

R × T Φ

−k

onde Ea é a energia de ativação para o processo de combustão, Φ é a razão de

equivalência, R a constante universal dos gases, T e p são temperatura e pressão

em Kelvin e bar, respectivamente, e n, K e A são constantes ajustáveis, obtidas

através de análises de dados experimentais.

Uma das primeiras correlações que se encontra na literatura é a desenvolvida

por Wolfer (1938), que mediu o atraso da ignição usando uma bomba de volume

constante, e utilizou uma expressão decorrente da expressão de Arrhenius para

quantificar o atraso. Sua correlação se expressa como uma função da pressão e da

[1]

[2]

29

temperatura no interior do cilindro, energia de ativação, constante universal dos

gases e duas constantes.

Estudos realizados com essa correlação apontaram que os dois valores

constantes, apresentavam-se em várias ordens de grandeza de acordo com o

trabalho experimental. Além disso, como a expressão proposta foi desenvolvida a

partir de dados coletados em bombas de volume constante, a correlação não pode

apreender a variação dinâmica da pressão e temperatura durante o atraso da

ignição como em motores reais.

Outro modelo extensivamente citado na literatura é o apresentado por

Harderberg e Hase, desenvolvido para motores diesel pesados à época

(HEYWOOD, 1988). A correlação desenvolvida abrange vários parâmetros

experimentais como temperatura, pressão, velocidade média do pistão e energia de

ativação. É um dos modelos mais utilizados para simular o atraso de ignição na

combustão de motores de ignição por compressão. (SOUZA JUNIOR, 2009;

HAUCK, 2010; BUENO, 2011).

Watson, Pilley e Marzouk (1980) desenvolveram uma correlação do atraso de

ignição com base na equação semi-empírica desenvolvido pela Wolfer utilizando

dados de um motor diesel em condições de estado estacionário. Decorrente também

da expressão de Arrhenius, pelo seu modelo o atraso de ignição poderia ser

calculado a partir da pressão e temperatura no interior do cilindro.

Assanis et al. (2003) analisaram em sua pesquisa oito fórmulas empíricas de

correlação do atraso da ignição, obtidas utilizando bombas de volume constante,

motores diesel ou experimentos em condições características. A pesquisa

demonstrou que ao se aplicar as correlações analisadas para estimar o atraso da

ignição em motores diesel de injeção direta, os resultados não foram satisfatórios,

visto que as estimativas são muitas vezes aplicadas fora da faixa de temperatura e

pressão ou são avaliadas para motores diferentes em que foram desenvolvidas as

correlações.

A Tabela 1 apresenta o resumo das constantes empíricas decorrentes da

equação de Arrhenius utilizadas nas correlações de atraso de ignição avaliadas na

pesquisa de Assanis et al. (2003).

30

Tabela 1 - Resumo das constantes empíricas empregados nas correlações

usualmente empregadas para o atraso de ignição. (Adaptado de Assanis et al., 2003)

CORRELAÇÃO TESTE COMBUSTÍVEL A n Ea/Ru

Wolfer Bomba de

volume constante

NC>50 0,44 1,19 4650

Kadota Partícula n-dodecano 6,58 0,52 4400

Spadaccini Fluxo

constante Diesel 4 x 10-10 1 20080

Stringer Fluxo

constante diesel, NC=49 0,0409 0,757 5473

Hiroyasu Bomba de

volume constante

Diesel 0,01 x Φ-1,04 2,5 6000

Fujimoto Bomba de volume

constante

óleo pesado, NC=52,5

0,134 1,06 5130 p<40 bar

p>40 bar 0,136 0,615 4170

Pischinger Fluxo

constante diesel, NC=50 0,0081 1,14 7813

Watson Motor diesel Diesel 3,45 1,02 2100

Ainda em sua pesquisa, Assanis e outros (2003) desenvolveram uma

correlação para o atraso da ignição em um motor turbo diesel pesado, de injeção

direta, em condições de funcionamento transitório e permanente. A correlação

desenvolvida para quantificar o atraso de ignição é dependente da razão de

equivalência assim como pressão e temperatura no interior do cilindro. Esta

correlação é bastante similar à proposta por Watson, diferenciando-se por

considerar a razão de equivalência como um parâmetro variável.

A Figura 3 apresenta o atraso de ignição medidos experimentalmente por

Assanis et al. (2003) em condições estáveis de funcionamento do motor.

31

Figura 3 - Atraso de ignição medidos experimentalmente em condições estáveis de

funcionamento do motor. (Adaptado de Assanis et al., 2003)

Todos os modelos de correlação já citados, foram desenvolvidos para o

combustível diesel. Estudos mais recentes estão direcionados em analisar outros

tipos de combustíveis e/ou misturas.

Kavtaradze, Zeilinger e Zitzler (2005) obtiveram correlações experimentais

para o gás natural, gás de síntese e combustível diesel convencional, como

resultados de estudos experimentais realizados em uma configuração especial com

um motor diesel de cilindro único, quatro tempos.

Vasil'ev (2007) discutiu em seu estudo os métodos utilizados para calcular o

atraso de ignição de sistemas de dois combustíveis; o primeiro combustível

resultante da mistura de oxido de carbono com ar e o segundo combustível, da

mistura com hidrogênio, acetileno, etileno, ou hexano. O estudo desenvolveu uma

modificação da equação de Arrhenius para determinação da correlação do atraso de

ignição.

Alkhulaifi e Hamdalla (2011) avaliaram as correlações de Watson e Assanis et

al., em relação à dados experimentais obtidos em um motor diesel de injeção direta,

em condições estáveis. Eles observaram que os dados estimados pelas correlações

apresentavam-se limitados em relação aos dados medidos experimentalmente. Os

resultados obtidos foram então usados para desenvolver um novo modelo de

correlação para o atraso da ignição. A correlação proposta mostrou uma melhor

32

aproximação com os dados experimentais do que as correlações de Assanis et al. e

Watson, ao se utilizar diesel automotivo e emulsão diesel-água, especialmente em

baixas e médias velocidades do motor.

Rodríguez, Sierens e Verhelst (2011) analisaram em sua pesquisa resultados

de testes de motores de biodiesel obtidos pela transesterificação de óleo de colza e

de palma, utilizando como referência o combustível diesel. Os dados observados

mostraram que ambos os biocombustíveis apresentaram menor atraso de ignição

que o combustível diesel, devido ao número de cetano superior para os

biocombustíveis. O estudo realizado levantou duas expressões para cálculo do

atraso da ignição, como funções da razão de equivalência, das pressões médias e

das temperaturas do cilindro ao longo do intervalo de atraso de ignição. As duas

novas correlações propostas para os dois tipos de biodiesel foram comparadas com

as correlações de Watson e Assanis et al. Como esperado, a comparação dos

resultados demonstrou que as novas correlações estimam o atraso da ignição para

os biocombustíveis com uma melhor aproximação do que as correlações disponíveis

para o combustível diesel. A Figura 4 apresenta a comparação entre as correlações

analisadas no estudo realizado por Rodriguez, Sierens e Verhelst (2011).

Figura 4 – Comparação entre as correlações de atraso de ignição. (Adaptado de

Rodriguez, Sierens e Verhelst, 2011)

33

EL-Kasaby e Nemit-allah (2013) avaliaram o período de atraso e o desempenho

de um motor operando com misturas de combustíveis contendo biodiesel de pinhão-

manso. Em sua pesquisa foi desenvolvida correlações decorrentes da expressão de

Arrhenius para predizer o atraso de ignição de cinco combustíveis: B0, B10, B20,

B30 e B50. As constantes ajustáveis foram obtidas através de análises de dados

experimentais para cada mistura. EL-Kasaby e Nemit-allah (2013) propuseram ainda

uma correlação geral em função do percentual de biodiesel na mistura de

combustível.

2.5. Combustíveis

A ANP denomina por óleo diesel o combustível derivado do petróleo,

constituído principalmente por átomos de carbono, hidrogênio e em baixas

concentrações por enxofre, nitrogênio e oxigênio. É um produto inflamável,

medianamente tóxico, volátil, límpido, isento de material em suspensão e com odor

forte e característico.

Por biodiesel, denomina-se o combustível biodegradável derivado de fontes

renováveis, que pode ser obtido por diferentes processos tais como o

craqueamento, a esterificação ou pela transesterificação. O processo de

transesterificação é o mais utilizado e consiste numa reação química de óleos

vegetais ou de gorduras animais com o álcool comum (etanol) ou o metanol,

estimulada por um catalisador. Esse processo gera dois produtos, ésteres (o nome

químico do biodiesel) e glicerina (produto empregado na indústria de cosméticos).

(KNOTHE; VAN GERPEN; KRAHL, 2005).

Existem diferentes espécies de oleaginosas no Brasil que podem ser usadas

para produzir o biodiesel. Entre elas estão o dendê, canola, girassol, amendoim, soja

e algodão. Matérias-primas de origem animal, como o sebo bovino e gordura suína,

também podem ser utilizadas na fabricação do biodiesel.

Em razão de ser um combustível derivado de fonte renovável, tem-se

buscado a substituição do óleo diesel de petróleo pelo biodiesel em motores

ciclodiesel automotivos (de caminhões, tratores, camionetas, automóveis, etc) ou

estacionários (geradores de eletricidade, calor, etc).

34

O biodiesel foi introduzido na matriz energética brasileira a partir da

publicação da Lei nº 11.097 em 2005. A ANP passou a ser o órgão responsável por

especificar, controlar e fiscalizar, da produção à comercialização do biodiesel. A

partir da Resolução nº 6/2009, que entrou em vigor em janeiro de 2010, passou a

ser obrigatória a mistura de 5% de biodiesel no óleo diesel comercial, caracterizando

assim uma mistura B5.

A partir de julho de 2014, passou a ser obrigatória a adição de 6% e de

novembro até os dias atuais, está vigente a adição de 7% de biodiesel no diesel a

ser comercializado no País.

Apesar de ser um combustível de fonte renovável, biodegradável, com boa

lubricidade e seguro quanto a explosões, o biodiesel apresenta alta viscosidade,

menor conteúdo energético e maiores emissões de óxidos de nitrogênio quando

comparado ao óleo diesel (DEMIRBAS, 2008).

Diversos estudos têm sido realizados para analisar a substituição parcial ou

total do biodiesel no diesel comercial.

BUENO (2003) em seu estudo realizou ensaios com óleo diesel e uma

mistura desse combustível com 20% em volume de etil-éster de soja (B20) em um

motor de ignição por compressão de injeção direta em três regimes de carga e

velocidade. Foi observado que em todas as três condições de operação, houve uma

redução do atraso de ignição ao se utilizar a mistura B20. Observou-se ainda que

essa tendência de redução aumentava a medida que era elevada a carga do motor.

A Tabela 2 mostra os valores do ângulo de retardo de ignição para os dois

combustíveis nos três regimes de operação.

Tabela 2 - Ângulo de retardo de ignição para óleo diesel e B20 em três regimes de

operação. (Adaptado de BUENO, 2003)

Regimes de operação

Carga 40% - 1400 rpm

Carga 60% - 2600 rpm

Carga 100% - 3200 rpm

Combustível Diesel B20 Diesel B20 Diesel B20

Atraso de ignição (graus) 5,0 4,9 13,5 13,3 6,0 4,0

35

Bueno (2003) aponta que esse menor atraso observado para a mistura B20

leva a diminuição da quantidade de mistura preparada até o momento da queima

pré-misturada, ocasionando uma redução do pico de liberação de energia para esse

momento da ignição. Além disso, devido à viscosidade mais elevada da mistura B20,

houve uma elevação da liberação de calor na fase difusiva da combustão, justificada

pelo aumento na velocidade de penetração do jato combustível.

Santos (2005), analisou o desempenho, em termos de curvas de torque,

potência, rendimento térmico e consumo específico de combustível, de um motor de

ignição por compressão, turboalimentado, de 4 cilindros, ao se utilizar como

combustível uma mistura ternária de combustíveis (diesel, biodiesel e etanol). Os

ensaios foram realizados para rotações de 1500, 2000, 2500 e 3000 rpm; cargas de

50 e 100% e substituições de diesel (ou biodiesel) por etanol, em porcentagem de

torque, de 20, 35 e 50%.

Em termos de potência, Santos (2005) verificou que as misturas B10 e B20

apresentaram um aumento de potência em relação ao diesel. Já o combustível

B100, apresentou potência abaixo da obtida para o diesel. Em termos de rendimento

térmico, foi observado que na maioria dos ensaios realizados, a substituição parcial

do diesel ou biodiesel pelo etanol, acarretou num aumento no rendimento térmico do

motor.

Ao se avaliar o índice de detonação, Santos (2005) constatou que a adição de

50% de etanol elevou o índice de detonação em cerca de 17% para diesel, cerca de

2,7 vezes para a mistura B10, 3 vezes para o B20 e 2,5 vezes para o B100. Ele

justifica esses resultados pela redução da temperatura da mistura admitida, que

ocorre com a injeção indireta do etanol, e tem por conseqüência o aumento do

tempo de atraso de ignição, e, por conseguinte, favorece o aumento da detonação.

Em termos de emissão de hidrocarbonetos e monóxidos de carbono, Santos

(2005) verificou que a emissão caiu de forma significativa quando o motor operou

com biodiesel no lugar do diesel, justificado pelo fato de que o biodiesel contém

oxigênio em suas moléculas, o que contribui para um processo de combustão mais

eficaz ao diminuir a quantidade de combustível não queimado na câmara de

combustão. Quanto às emissões de óxidos nítricos (NOX), os resultados

apresentaram poucas variações entre o diesel e o biodiesel.

36

Bueno (2006) analisou a operação de motores diesel com misturas parciais

de biodiesel. Ele aponta que a utilização de biodiesel sob a forma de misturas

parciais acarreta em benefícios na dinâmica do processo de combustão em relação

ao diesel, já que devido à maior viscosidade do biodiesel, eleva-se a velocidade e

distância de penetração do jato de combustível. Devido ao maior número de cetano

do biodiesel, e conseqüente redução do período de atraso da ignição, o tempo

necessário para a preparação do combustível contendo biodiesel até o instante da

ignição é inferior do que o observado para o diesel. Bueno (2006) aponta que há

uma redução na fase de combustão pré-misturada com a utilização de misturas, a

qual é proporcional à concentração de biodiesel em misturas. A redução na queima

pré-misturada é compensada na fase de combustão difusiva, já que o biodiesel

possui uma melhor condição de preparo da mistura acelerando a liberação de

energia. Bueno (2006) aponta ainda que por conta dos benefícios na utilização das

misturas na combustão difusiva, há um pequeno acréscimo na eficiência de

combustão devido à maior quantidade de combustível queimado até o momento de

abertura da válvula de escape.

Lapuerta, Armas e Rodríguez-Fernández (2008) reuniram e analisaram o

acervo de trabalho escrito principalmente em revistas científicas sobre parâmetros

de operação dos motores diesel ao usar combustíveis contendo biodiesel, em

oposição aos combustíveis fósseis convencionais. Em relação ao efeito do biodiesel

na potência do motor, consumo de combustível e eficiência térmica, o maior

consenso apontou num aumento do consumo de combustível do biodiesel em

proporção aproximada para a perda de poder calorífico. Em termos de emissões,

destacando as emissões mais preocupantes, óxidos nítricos (NOx) e materiais

particulados (MP), o maior consenso foi encontrado na redução acentuada das

emissões de materiais particulados (MP), hidrocarbonetos (HC) e monóxido de

carbono (CO) e no aumento das emissões de NOx ao se utilizar biodiesel. A Tabela 3

reúne os resultados analisados no acervo de trabalho avaliado no estudo.

37

Tabela 3 - Participação estimada da literatura (em percentagem do número de

publicações) relatando quando desempenho do motor e emissões, aumentam, são

semelhantes, ou diminuem ao se utilizar biodiesel ao invés de diesel. (Adaptado de

Lapuerta, Armas e Rodríguez-Fernández, 2008)

Aumenta Semelhante Diminui Não avaliado

Potencia efetiva (plena carga) - 2 96 2

Consumo específico de combustível 98 2 - -

Eficiência térmica 8 80 4 8

Emissões NOx 85 10 5 -

Emissões MP 3 2 95 -

Emissões HC 1 3 95 1

Emissões CO 2 7 90 1

Souza Junior (2009) desenvolveu e validou um programa simulador de

motores diesel de injeção direta, capaz de utilizar combustíveis com diferentes

composições (diesel ou misturas diesel e biodiesel). Em seu estudo foram

analisadas as mudanças ocorridas em termos de desempenho do motor e emissões

com a utilização de biodiesel em misturas parciais (B3, B10, B20, B50) em relação à

utilização do biodiesel puro (B100). Os resultados experimentais apontaram que na

utilização de biodiesel em substituição ao óleo diesel, em diversos percentuais de

misturas, é observado um comportamento semelhante em termos de carga e

rotação; destacando-se o aumento do consumo ao se utilizar biodiesel, devido ao

seu menor poder calorífico. Em relação à emissão de gases de descarga, os

experimentos com biodiesel apresentaram uma redução nos valores de emissão,

com destaque para uma redução na emissão de monóxido de carbono de cerca de

67% em relação a utilização do combustível B3 quando se utilizou o B100. Em

termos de hidrocarbonetos, houve uma redução de 47%, 39%, 33% e 17%,

respectivamente, ao se utilizar o B10, B20, B50 e B100. Em relação aos níveis de

NOx, houve um aumento com a utilização dos biocombustíveis, aumentando

aproximadamente 65% ao se utilizar B100 em relação ao B3.

Armas, Yehliu e Boehman (2010) analisaram os impactos das propriedades

do combustível, tempo de injeção de combustão e emissões de gases e de

partículas de três combustíveis: diesel de baixo teor de enxofre; biodiesel puro de

soja e combustível de Fischer-Tropsch (FT), produzido num processo de conversão

de gás em líquido. Ao se analisar o impacto do início da injeção sobre o

38

desempenho do motor e as emissões para os três combustíveis em análise, os

resultados apontaram:

Maior consumo de combustível com B100 e menor com FT, em relação ao

combustível diesel de referência;

Emissões de NOx e materiais particulados foram mais afetadas pela composição

do combustível do que pelo início da injeção. Ao se utilizar injeção única com

diesel e biodiesel, o inicio da injeção tem um impacto sobre as emissões de

hidrocarbonetos e monóxidos de carbono. No entanto, usando injeção dividida o

impacto observado foi menor;

O combustível FT apresentou as mais baixas emissões de hidrocarbonetos,

materiais particulados e monóxidos de carbono em comparação com o diesel e

biodiesel;

Biodiesel produziu os maiores emissões de materiais particulados, apresentando

ainda partículas de menor diâmetro em comparação com os outros combustíveis.

Carvalho (2014) estudou o desempenho e emissões de gases de um motor

de combustão interna utilizando óleo diesel e mistura de biocombustível. Os

combustíveis analisados foram óleo diesel S10, óleo diesel S500, farnesano

(biocombustível produzido em laboratório a partir da cana-de-açúcar, isento de

enxofre) e uma mistura de 80% de óleo S10 e 20% de farnesano. Em relação à

potência gerada, Carvalho (2014) aponta que a mistura obteve excelentes

resultados, com potência superior à dos combustíveis puros que compõem a mistura

- diesel S10 (80%) e o farnesano (20%). Em relação ao consumo, os resultados

apontaram que o farnesano e a mistura, apresentaram os menores consumos para

pequenas e médias geração de potência. No que se refere às emissões, o farnesano

foi o que apresentou as menores emissões de NOx; o diesel S500 as menores

emissões de HC; todos os combustíveis apresentaram valores bem próximos na

emissão de CO.

39

3. FUNDAMENTOS TEÓRICOS

3.1. Geometria do motor

A determinação do volume e da área da câmara de combustão em função do

ângulo de manivelas dá-se pela análise da geometria do motor.

A Figura 5 apresenta o esquema da geometria do cilindro, virabrequim e biela

para um motor de mecanismo biela-manivela centralizado. Denomina-se por D o

diâmetro do cilindro; L, o comprimento da biela; Rv o raio do eixo virabrequim, e S o

curso do pistão.

Figura 5 - Geometria do motor. (BUENO, 2011)

Na posição do pistão no ponto monto superior (PMS), a variável ângulo de

manivela (θ) é zero. Neste ponto, o volume do cilindro é igual ao volume da câmara

de combustão (Vc), também chamado de volume morto. A relação biela-manivela

(BM) é dada pela relação L/Rv.

40

Pela análise da Figura 5, tem-se as seguintes expressões para o volume e a

área, em relação ao ângulo de manivela (HEYWOOD, 1988):

𝑉 𝛳 = 𝑉𝐶 × 1 +1

2× 𝑟 − 1 × 𝐵𝑀 + 1 − cos

𝛳𝜋

180 − 𝐵𝑀2 − sin

𝛳𝜋

180

2

𝐴 𝛳 = 2 ×𝜋𝐷2

4+

𝜋𝐷𝑆

2× 𝐵𝑀 + 1 − cos

𝛳𝜋

180 − 𝐵𝑀2 − sin

𝛳𝜋

180

2

Onde r é taxa de compressão, determinada pela relação entre o volume máximo e o

volume mínimo do cilindro (respectivamente quando θ = - 180° e θ = 0°).

𝑟 =𝑉𝐷 + 𝑉𝐶

𝑉𝑐

A velocidade média do pistão (Sp, em m/s) e o volume deslocado(VD),

também chamado de cilindrada, podem ser calculados a partir das seguintes

expressões, respectivamente (HEYWOOD, 1988):

𝑆𝑃 =2 × 𝑆 × 𝑅𝑜𝑡𝑎çã𝑜

60

𝑉𝐷 = 𝜋 × 𝐷2 × 𝑆𝑃

4

[3]

[4]

[5]

[6]

[7]

41

3.2. Número de cetano (NC)

Uma vez que as características de ignição do combustível afetam o atraso da

ignição, esta propriedade do combustível, denominada por número de cetano, é

muito importante para determinar as características de funcionamento do motor

diesel, tais como a eficiência da conversão, falhas de ignição, emissões de

partículas e ruído (HEYWOOD, 1988).

A qualidade da ignição de um combustível é definida, então, pelo seu número

de cetano, o qual é uma característica intrínseca ao combustível, decorrente de suas

propriedades químicas.

O número de cetano é determinado comparando-se o atraso da ignição do

combustível analisado com o combustível de referência num motor de teste

padronizado. A escala de índice de cetano é definida por misturas de dois

combustíveis de referência puros. Cetano (n-hexadecano, C16H34), um

hidrocarboneto com alta qualidade de ignição, representa a parte superior da escala,

com um número de cetano de 100. O combustível heptamethylnonane, que tem uma

qualidade muito baixa de ignição, representa a parte inferior da escala com um

número de cetano de 15 (HEYWOOD, 1988).

Fisicamente, o número de cetano se relaciona diretamente com o atraso de

ignição de combustível no motor de modo que: quanto menor o número de cetano

maior será o atraso da ignição. Consequentemente, maior será a quantidade de

combustível que permanecerá na câmara sem queimar no tempo certo. Isso leva a

um mau funcionamento do motor, pois quando a queima acontecer, gerará uma

quantidade de energia superior àquela necessária. Esse excesso de energia força o

pistão a descer com velocidade superior aquela adotada pelo sistema, o que

provocará esforços anormais sobre o pistão, podendo causar danos mecânicos e

perda de potência. Combustíveis com alto teor de parafinas apresentam alto número

de cetano, enquanto produtos ricos em hidrocarbonetos aromáticos apresentam

baixo número de cetano.

42

3.4. Estequiometria

Denomina-se por estequiométrica, a quantidade de oxidante necessária para

queimar completamente certa quantidade de combustível. Uma mistura é dita pobre

em combustível, ou simplesmente mistura pobre, quando é fornecida uma

quantidade maior de oxidante que a estequiométrica; já por mistura rica, entende-se

aquela em que é fornecida uma quantidade menor de oxidante que a

estequiométrica. (TURNS, 2013)

O parâmetro utilizado para indicar se uma mistura é rica, pobre ou

estequiométrica, é a razão de equivalência (Φ). Esse parâmetro é definido pela

relação entre a razão ar-combustível estequiométrica pela real.

𝛷 = 𝐴 𝐶

𝑒𝑠𝑡𝑒𝑞𝑢𝑖𝑜𝑚 é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎

𝐴𝐶

Dessa definição, tem-se que para misturas ricas em combustível, Φ>1; para

misturas pobres, Φ<1 e para mistura estequiométrica, Φ=1.

A razão de equivalência relaciona-se com o percentual de excesso de ar pela

relação:

% 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑐𝑒𝑠𝑠𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑟 = (1 − 𝛷)

𝛷× 100%

3.5. Equações da combustão

Assumindo que a composição do ar corresponde a aproximadamente 21% de

O2 e 79% de N2 (por volume) – existindo para cada mol de O2 no ar 0,79/0,21 = 3,76

mols de N2, para um combustível, do tipo biodiesel, dado pela fórmula genérica

CxHyOz a equação de combustão completa pode ser expressa por:

𝐶𝑥𝐻𝑦𝑂𝑧 + 𝛼 𝑂2 + 3,76𝑁2 → 𝑛𝐶𝑂2𝐶𝑂2 + 𝑛𝐻2𝑂𝐻2𝑂 + 𝑛𝑁2

𝑁2

[8]

[10]

[9]

43

Onde α corresponde ao número de moles de oxigênio da relação

estequiométrica; nCO 2, nH2Oe nN2

corresponde aos números de mols de CO2, H2O e

N2, respectivamente.

Realizando-se os balanços atômicos de C, H , O e N, obtém o número de

moles de oxigênio (α) necessário para a combustão completa, que é dado por:

𝛼 = 𝑥 + 𝑦

4−𝑧

2

Conforme citado por Moreira (2000), o processo rápido de oxidação química,

as variações da mistura ar-combustível dentro da câmara de combustão e as

rápidas variações de temperatura não permitem que o equilíbrio termodinâmico seja

atingido, ocorrendo então uma combustão incompleta.

Como resultado da combustão incompleta, O2, CO e NOx estarão também

presentes nos produtos da combustão. A presença de NOx é proveniente da reação

do nitrogênio do ar contido na mistura reagindo com o oxigênio em elevadíssimas

temperaturas durante a combustão. Destaca-se que o nitrogênio presente nos

combustíveis fósseis também gera NOx, mas em quantidades desprezíveis (SOUZA

JUNIOR, 2009).

Moreira (2000) aponta que o NO gerado numa reação de combustão

incompleta representa mais de 90% de todo o NOx presente nos produtos. Dessa

forma, pode-se considerar a equação da combustão incompleta como sendo dada

por:

𝐶𝑥𝐻𝑦𝑂𝑧 + 𝛽𝛼 𝑂2 + 3,76𝑁2 → 𝑛𝐶𝑂2𝐶𝑂2 + 𝑛𝐻2𝑂𝐻2𝑂 + 𝑛𝑁2

𝑁2 + 𝑛𝑂2𝑂2 + 𝑛𝐶𝑂𝐶𝑂 + 𝑛𝑁𝑂𝑁𝑂

Onde 𝛽 corresponde ao coeficiente de excesso de ar; 𝑛𝑂2, 𝑛𝐶𝑂 e 𝑛𝑁𝑂

corresponde aos números de mols de O2, CO e NO, respectivamente.

[11]

[12]

44

3. METODOLOGIA

As pesquisas mais atuais apontam as correlações desenvolvidas por Assanis

et al. (2003) e Watson, Pilley e Marzouk (1980), como as mais apropriadas para

estimar o atraso de ignição em motores diesel. Ambas as correlações são bastante

similares, sendo baseadas em dados de pressão e temperatura; no entanto, a

correlação de Assanis et al. considera ainda a razão de equivalência como um

parâmetro variável, enquanto que na correlação de Watson, Pilley e Marzouk esse

parâmetro está fixado em 0,116.

Ambas as correlações foram obtidas para o combustível diesel puro e sua

aplicação em estimativas de atraso para o biodiesel, o qual em comparação com o

combustível diesel tem importantes diferenças na composição química, viscosidade

e densidade, pode não ser muito coesa.

Muitas pesquisas vêm utilizando a correlação proposta por Harderberg e

Hase para simular o atraso de ignição no processo de combustão, seja para o

combustível diesel ou para os biocombustíveis. (SOUZA JUNIOR, 2009; HAUCK,

2010; BUENO, 2011). Esta correlação considera vários parâmetros, como índice de

cetano, temperatura, pressão, velocidade média do pistão e energia de ativação.

Dessa forma, para análise desse trabalho o atraso de ignição foi calculado a

partir desses três modelos (Assanis et al; Watson, Pilley e Marzouk; Hardenberg e

Hase). A fim de simplificar as denominações as correlações desenvolvidas por

Assanis et al. (2003) e Watson, Pilley e Marzouk (1980), serão denominadas neste

trabalho, abreviadamente, como correlação de Assanis e Watson, respectivamente.

As três correlações em análise nesta pesquisa encontram-se detalhadas a

seguir.

45

Correlação de Watson

Pela correlação de Watson, o atraso de ignição pode ser calculado conforme

Equação 13, onde p e T são pressão e temperatura no interior do cilindro, Ea é

energia de ativação e R é a constante universal dos gases.

tid1(ms) = 3.45p−1.02exp Ea

R × T

Correlação de Assanis

A correlação proposta por Assanis é função da razão de equivalência (Φ),

pressão (p) e temperatura (T) no interior do cilindro e energia de ativação

(Ea) conforme Equação 14.

tid2 (ms) = 2.4Φ−0,2

p−1.02exp Ea

R × T

Correlação de Hardenberg e Hase

A correlação de Hardenberg e Hase, conforme Equação 15 considera a

constante universal dos gases (R), a velocidade média do pistão (Sp), a energia de

ativação (Ea), a temperatura (T) e pressão (p), obtidos no Ponto Morto Superior

(PMS) (HEYWOOD, 1988).

tid 3 Δθ = 0,36 + 0,22 × Sp . e Ea

1R.T

−1

17190

21,2P−12,4

0,63

A energia de ativação, energia mínima que os reagentes precisam para que se inicie

a reação química, é um parâmetro difícil de ser estimado. Heywood (1988)

apresenta uma estimativa, função do número de cetano do combustível, conforme

Equação 16:

Ea = 618840

NC + 25

[13]

[14]

[15]

[16]

46

Conforme apresentado por SOUZA JUNIOR (2009), através de uma

transformação de coordenadas, o atraso da ignição em milisegundos é dado por:

τid ms =τid Δθ

0,006 × Rotação (rpm)

Sabendo-se em que ângulo antes do PMS é feita a injeção (ϴii) e o valor do

atraso da ignição em graus, pode-se determinar o ângulo de início da combustão

(ϴic) (SOUZA JUNIOR, 2009):

𝛳𝑖𝑐 = θ𝑖𝑖 + tid Δθ

Valores de pressão e temperatura no interior do cilindro a ser utilizados nos

modelos de correlação podem ser estimados utilizando-se um modelo politrópico

para o processo de compressão (HEYWOOD, 1988; LAKSHMINARAYANAN;

AGHAV, 2009), onde:

𝑝 = 𝑝𝑖 × 𝑟𝑒𝑓𝑐

𝑇 = 𝑇𝑖 × 𝑟𝑒𝑓𝑐−1

Onde Ti e pi são a temperatura e pressão na admissão, respectivamente; c é o

expoente politrópico e ref é a taxa de compressão efetiva.

A constante politrópica e a razão de compressão efetiva podem ser obtidas a

partir das seguintes equações, respectivamente (LAKSHMINARAYANAN; AGHAV,

2009):

𝑐 = 1,4 ×0,4

1,1 × 𝑆𝑃 + 1

𝑟𝑒𝑓 =𝑉𝐷𝑉𝑆𝑂𝐼

[17]

[18]

[19]

[20]

[21]

[22]

47

Onde SP é a velocidade média do pistão; VD, o volume deslocado e VSOI, o volume

no início da injeção.

3.1. Dados de entrada

Para o cálculo do atraso de ignição pelas três correlações analisadas, os

dados iniciais necessários foram divididos em quatro grupos, a saber:

Geometria do motor: diâmetro do cilindro (D), relação biela-manivela (BM),

curso do pistão (S), taxa de compressão (r);

Dados iniciais e operacionais do motor: informações de pressão (𝑝𝑖) e

temperatura (𝑇𝑖) no momento do fechamento da válvula de admissão, rotação

do motor, ângulo de início da injeção de combustível (θ𝑖𝑖 );

Combustíveis: número de cetano e fórmula empírica;

Combustão: composição percentual dos gases de descarga.

Dados operacionais e da geometria do motor foram utilizados para a

estimativa da temperatura e pressão no interior no cilindro, a partir do modelo

politrópico de compressão.

O número de cetano dos combustíveis foi necessário para o cálculo da

energia de ativação, parâmetro necessário para cálculo do atraso de ignição nas três

correlações analisadas.

A fórmula empírica e a composição dos gases de descarga foram necessárias

para estimar a razão de equivalência a ser utilizada na correlação proposta por

Assanis et al.

As informações necessárias para as análises a serem realizadas foram

obtidas na dissertação desenvolvida por Souza Junior (2009), titulada “Simulação

termodinâmica de motores diesel utilizando óleo Diesel e biodiesel para verificação

dos parâmetros de desempenho e emissões”.

Souza Junior (2009) desenvolveu e validou um programa simulador de

motores diesel de injeção direta, capaz de utilizar combustíveis com diferentes

composições (diesel ou misturas diesel e biodiesel). Para os ensaios experimentais,

foi utilizado um motor quatro tempos, da marca AGRALE, modelo M95W, o qual

48

possui um cilindro vertical, de injeção direta e Potência Nf (NBR ISO 1585)

17,5CV/12,8kW/3.000rpm.

A Tabela 4 reúne as informações referentes à geometria do motor e dados

operacionais utilizados nas correlações pra determinação do atraso de ignição.

Tabela 4 - Informações sobre a geometria e dados operacionais do motor utilizado nos

ensaios. (Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)

Diâmetro do cilindro (D) 95 mm

Relação biela-manivela (BM) 3,24

Curso do pistão (S) 105 mm

Taxa de compressão (r) 21:1

Ângulo de início da injeção de combustível (𝛉𝒊𝒊) -17º (17º antes do PMS)

Em seu estudo foram analisadas as mudanças ocorridas em termos de

desempenho do motor e emissões com a utilização de biodiesel de soja em misturas

parciais (B3, B10, B20, B50) em relação a utilização do biodiesel puro (B100).

A Tabela 5 reúne as informações referentes aos combustíveis utilizados na

pesquisa de Souza Junior (2009).

Tabela 5 - Fórmula empírica e número de cetano dos combustíveis. (Adaptado de

SOUZA JUNIOR, 2009)

Combustível Fórmula empírica Número de cetano

B3 C13,2H28,3O0,06 45

B10 C13,7H28,9O0,2 47

B20 C14,4H29,8O0,4 48

B50 C16,5H32,5O 49

B100 C20H37O2 52

49

Curvas de pressão foram simuladas em seis pontos de operação,

correspondente às rotações de 1500, 2000 e 2500 rpm e 25%, 50% e 75% do torque

máximo do motor, o qual foi aferido e resultou em aproximadamente 40 N.m. Os

pontos de operação correspondentes a 1500, 2000 e 2500 rpm foram denominados

por A, B e C, respectivamente; os pontos correspondente à 25%, 50% e 75% do

torque máximo do motor, foram denominados por 1, 2 e 3, respectivamente. As

Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10 reúnem os dados operacionais de temperatura e pressão de

admissão, gases de descarga e consumo de combustível para cada ponto de

operação por tipo de combustível. Souza Junior (2009) corrobora que os gases

provenientes da descarga do motor foram medidos em “base seca”, medição na qual

ocorre a condensação da água para medição dos demais produtos da combustão.


(Adaptado de SOUZA JUNIOR, 2009)

Ponto de operação

Rotação (rpm)

Torque (N.m)

Tadm

(◦C) Padm

(bar) CO2 (%)

CO (%)

O2 (%)

NOx (ppm)

HC (ppm)

Consumo (g/s)

A1 1505 10,1 32 0,88 1,9 0,01 18,7 400 0 0,16

A2 1500 20,1 33 0,89 2,9 0,03 17,1 450 1 0,26

A3 1500 30,2 34 0,89 3,3 0,53 16,4 310 10 0,42

B1 2010 10,0 33 0,90 1,9 0,01 19,1 208 0 0,21

B2 2005 20,1 36 0,91 2,3 0,03 17,7 299 1 0,34

B3 2000 30,1 36 0,92 2,8 0,29 16,8 215 2 0,56

C1 2500 10,1 37 0,94 2,8 0,03 16,8 319 9 0,29

C2 2495 20,1 39 0,94 3,7 0,03 16,4 483 15 0,46

C3 2495 30,2 39 0,93 3,9 0,36 15,8 402 18 0,71



Ponto de operação

Rotação (rpm)

Torque (N.m)

Tadm

(◦C) Padm

(bar) CO2 (%)

CO (%)

O2 (%)

NOx (ppm)

HC (ppm)

Consumo (g/s)

A1 1505 10,1 32 0,86 1,7 0,01 18,7 405 0 0,17

A2 1500 20,1 33 0,87 2,6 0,05 17,0 459 0 0,28

A3 1500 30,2 35 0,89 2,9 0,52 16,2 320 3 0,44

B1 2010 10,0 37 0,91 1,8 0,01 18,7 243 0 0,22

B2 2005 20,1 36 0,90 2,0 0,02 17,5 315 0 0,35

B3 2000 30,1 36 0,92 2,7 0,27 16,6 229 1 0,60

C1 2500 10,1 35 0,93 2,6 0,01 16,6 316 7 0,29

C2 2495 20,1 34 0,93 3,0 0,02 16,0 475 8 0,47

C3 2495 30,2 36 0,94 3,5 0,29 15,5 425 10 0,70

50



Ponto de operação

Rotação (rpm)

Torque (N.m)

Tadm

(◦C) Padm

(bar) CO2 (%)

CO (%)

O2 (%)

NOx (ppm)

HC (ppm)

Consumo (g/s)

A1 1505 10,1 37 0,87 1,8 0,01 18,4 450 0 0,15

A2 1500 20,1 36 0,88 2,7 0,05 17,0 541 1 0,26

A3 1500 30,2 38 0,88 3,1 0,50 16,0 390 5 0,43

B1 2010 10,0 36 0,91 1,9 0,01 18,1 272 0 0,22

B2 2005 20,1 36 0,90 2,1 0,02 17,4 330 1 0,34

B3 2000 30,1 37 0,91 2,7 0,25 16,6 252 1 0,55

C1 2500 10,1 33 0,93 2,8 0,03 16,5 311 8 0,30

C2 2495 20,1 35 0,92 3,4 0,03 15,9 509 10 0,45

C3 2495 30,2 37 0,92 3,5 0,25 15,5 454 11 0,69



Ponto de operação

Rotação (rpm)

Torque (N.m)

Tadm

(◦C) Padm

(bar) CO2 (%)

CO (%)

O2 (%)

NOx (ppm)

HC (ppm)

Consumo (g/s)

A1 1505 10,1 37 0,88 1,7 0,01 18,4 474 0 0,16

A2 1500 20,1 37 0,86 2,8 0,08 17,0 534 1 0,27

A3 1500 30,2 38 0,87 3,2 0,52 15,8 416 6 0,45

B1 2010 10,0 37 0,91 1,8 0,01 18,0 288 0 0,23

B2 2005 20,1 36 0,90 2,0 0,01 17,2 366 1 0,34

B3 2000 30,1 36 0,91 2,3 0,24 16,5 265 1 0,56

C1 2500 10,1 34 0,93 2,7 0,02 16,3 342 9 0,30

C2 2495 20,1 35 0,94 3,4 0,03 15,9 515 10 0,46

C3 2495 30,2 37 0,93 3,3 0,25 15,2 462 12 0,74



Ponto de operação

Rotação (rpm)

Torque (N.m)

Tadm

(◦C) Padm

(bar) CO2 (%)

CO (%)

O2 (%)

NOx (ppm)

HC (ppm)

Consumo (g/s)

A1 1505 10,1 37 0,86 1,7 0,01 18,4 524 0 0,18

A2 1500 20,1 37 0,87 2,8 0,04 16,8 582 1 0,28

A3 1500 30,2 38 0,87 3,2 0,50 15,7 466 8 0,48

B1 2010 10,0 37 0,89 1,8 0,01 18,0 324 0 0,25

B2 2005 20,1 36 0,91 2,2 0,02 17,0 475 1 0,37

B3 2000 30,1 36 0,90 2,6 0,23 15,9 362 2 0,62

C1 2500 10,1 34 0,93 2,8 0,01 16,3 401 9 0,33

C2 2495 20,1 35 0,94 3,5 0,01 15,8 616 13 0,50

C3 2495 30,2 37 0,93 3,5 0,26 15,2 488 15 0,79

51

3.2. Procedimento de análise

A primeira análise realizada correspondeu à avaliação do atraso de ignição

para as misturas parciais (B3, B10, B20, B50) em relação a utilização do biodiesel

puro (B100), através dos modelos de Watson e Handenberg e Hase. Para tanto,

considerou-se temperatura e pressão de admissão com valores de 25ºC e 1 bar,

respectivamente, e calculou-se os atrasos de ignição nas rotações de 1500, 2000 e

2500 rpm.

A fim de avaliar a influência dos fatores físicos no atraso de ignição, em uma

segunda análise, variaram-se os parâmetros de temperatura e pressão de admissão

do ar.

No que tange à análise do fator físico temperatura, para uma rotação de 2000

rpm e 1 pressão de admissão de 1 bar, calculou-se os novos valores de atraso

considerando temperaturas de admissão de 20ºC e 30ºC.

No que tange à análise do fator físico pressão de admissão, para uma rotação

de 2000 rpm e temperatura de 25ºC, calculou-se os novos valores de atraso

considerando pressão de 0,95 bar e 1,01 bar.

Por fim, considerando-se uma temperatura e pressão de admissão com

valores de 25ºC e 1 bar, respectivamente, e rotação de 2000 rpm, valores de atraso

foram calculados pela correlação de Assanis, considerando uma razão de

equivalência de 0,114, 0,120 e 0,116. Através dessa análise, esperou-se analisar a

sensibilidade do modelo de atraso em relação à razão de equivalência.

A terceira análise realizada correspondeu à comparação dos valores de

atraso de ignição calculados pelos modelos teóricos em relação aos dados

experimentais.

Para ser realizada essa comparação, o cálculo pelos modelos teóricos

considerou os dados operacionais de temperatura e pressão de admissão e gases

de descarga para cada ponto de operação e tipo de combustível, conforme

apresentado por Souza Junior (2009) nas Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10. Para estimativa da

razão de equivalência a ser utilizada na correlação de Assanis foi considerada a

equação incompleta da combustão e informações sobre a massa de ar e

combustíveis medidas por ciclo presentes na simulação termodinâmica do motor

diesel, realizada por Souza Junior (2009).

52

Dados experimentais das curvas de pressão foram obtidos diretamente com

Souza Junior (2009) para utilização nessa análise. Conhecido o ângulo de injeção

do combustível (17º antes do PMS), o ângulo de início da combustão foi obtido a

partir da curva de pressão e diagrama log P x log V. A partir da curva de pressão

pôde-se especificar o início da combustão pelo ponto em que a pressão aumentou

subitamente. Este ponto foi verificado novamente usando o diagrama log P x log V,

já que, sabendo-se que o processo de compressão é politrópico, tomando-se o

logaritmo de pressão e volume tem-se que o processo de compressão será linear

nesta curva e o início do ponto de ignição será o ponto final dessa linha. Ressalta-se

também que a inclinação dessa linha é o índice politrópico. Dessa forma, pôde-se

confrontar também os índices politrópicos calculados teoricamente pelo modelo

politrópico de compressão com os apresentados experimentalmente.

53

4. RESULTADOS E DISCUSSOES

A avaliação do atraso de ignição para os combustíveis, ao se utilizar os

modelos de Hardenberg e Hase e Watson, nas rotações de 1.500, 2.000 e 2.500

rpm, à 25ºC e 1 bar, resultaram nas Figuras 6 e 7 a seguir.

Figura 6 – Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Hardenberg e

Hase, à 25ºC e 1 bar.

Figura 7 - Atraso de ignição ao se variar a rotação pela correlação de Watson, à 25ºC e

1 bar.

0,3

0,32

0,34

0,36

0,38

0,4

0,42

0,44

0,46

0,48

0,5

0,52

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

2500 rpm

2000 rpm

1500 rpm

0,3

0,32

0,34

0,36

0,38

0,4

0,42

0,44

0,46

0,48

0,5

0,52

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

2500 rpm

2000 rpm

1500 rpm

54

Como esperado, a utilização do biodiesel no combustível, o qual eleva o NC

da mistura, reduziu o tempo de atraso de ignição em todas as rotações. Essa

redução se eleva ao se aumentar a concentração de biodiesel no combustível.

Pela correlação de Hardenberg e Hase, tomando o atraso de ignição para o

combustível B3 como de referência, houve uma redução média de 2,23%, 3,43%,

5,56% e 8,78% para os combustíveis B10, B20, B50 e B100, respectivamente. Ainda

tomando o atraso de ignição para o combustível B3 como referência, pela correlação

de Watson houve uma redução média de 3,19%, 4,88%, 7,88% e 12,36% para os

combustíveis B10, B20, B50 e B100, respectivamente.

Devido às características e ajustes de obtenção da fórmula teórica de cada

modelo de correlação, foram encontrados diferentes valores de atraso por tipo de

combustível e velocidade de rotação. Pelas Figuras 6 e 7 pode-se observar que à

1500 rpm, o modelo de Hardenberg/Hase resultou em valores superiores de atraso

em relação ao modelo de Watson. À 2000 rpm, o modelo de Hardenberg/Hase

apresentou valores inferiores de atraso para os combustíveis B3 e B10. À 2500 rpm,

o modelo de Watson apresentou valores superiores aos encontrados pelo modelo de

Hardenberg/Hase para todos os combustíveis.

Ao se aumentar a rotação foi observada uma redução do atraso de ignição,

visto que o aumento da velocidade faz com que as perdas de temperatura durante a

compressão diminuam, resultando assim em um aumento na temperatura e a

pressão do ar. Tomando-se a rotação de 1500 rpm como referência, pela correlação

de Hardenberg e Hase (Figura 6) foram encontrados, em média, uma redução de

13,7% e 21,1%, para as rotações de 2000 rpm e 2500 rpm. Pela correlação de

Watson (Figura 7), ainda considerando-se a rotação de 1500 rpm como referência,

os valores de atraso reduziram em média 7,7% e 12,3%, respectivamente para as

rotações de 2000 rpm e 2500 rpm. Foi observado que essas variações no atraso

diminuíram, ligeiramente, ao se aumentar o teor de biodiesel no combustível.

Em relação ao fator físico temperatura de admissão do ar, ao se reduzir a

temperatura de 25ºC para 20ºC aumentou-se os valores encontrados para o atraso

de ignição em torno de 2,5%. Em contrapartida, ao se aumentar a temperatura de

admissão do ar de 25ºC para 30ºC, houve uma redução, em média, de 2,35% nos

valores de atraso de ignição encontrados por ambas as correlações. Esses

resultados são justificados pelo fato de que o aumento da temperatura de admissão

55

do ar produz um aumento na temperatura do ar comprimido, melhorando a

vaporização do combustível, diminuindo assim o atraso de ignição. As Figuras 8, 9,

e 10 apresentam o atraso de ignição por combustível, para as temperaturas de 20ºC,

25ºC e 30ºC, calculados pelas correlações de Hardenberg/Hase e Watson.

Figura 8 - Atraso de ignição à 20ºC, 1 bar e 2000 rpm.



0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

0,45

0,47

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

Hardenberg/Hase

Watson

0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

0,45

0,47

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

Hardenberg/Hase

Watson

0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

0,45

0,47

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

Hardenberg/Hase

Watson

56

Em relação ao fator físico pressão de admissão do ar, considerando o atraso

de ignição à 25ºC e 1 bar como referência (Figura 9), ao se reduzir a pressão para

0,95 bar, aumentou-se os valores encontrados para o atraso de ignição em torno de

2,9%. Em contrapartida, ao se aumentar a pressão de admissão do ar de 1 bar para

1,01 bar, houve uma redução, em média, de 3,4% nos valores de atraso de ignição

encontrados por ambas as correlações. Justificam-se esses resultados pelo fato de

que o aumento da pressão de admissão do ar produz um aumento na temperatura e

pressão do ar comprimido, melhorando a vaporização do combustível e diminuindo

assim o atraso de ignição. As Figuras 11 e 12 apresentam o atraso de ignição por

combustível, para as pressões de 0,95 bar e 1,01 bar, calculados pelas correlações

de Hardenberg/Hase e Watson.

Figura 11 - Atraso de ignição à 25ºC, 0,95 bar e 2000 rpm.

Figura 12 - Atraso de ignição à 25ºC, 1,01 bar e 2000 rpm.

0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

0,45

0,47

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

Hardenberg/Hase

Watson

0,35

0,37

0,39

0,41

0,43

0,45

0,47

B3 B10 B20 B50 B100

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Combustível

Hardenberg/Hase

Watson

57

Em relação à análise da influência da razão de equivalência na correlação de

Assanis, foi observado que ao se reduzir a razão de 0,116 para 0,114 (redução de

1,7%) resultou em um aumento de 0,35% no valor de atraso; ao se aumentar a

razão de equivalência de 0,116 para 0,120 (aumento de 3,45%) houve uma redução

de aproximadamente 0,68% nos valores de atraso. Pode-se inferir que com o

aumento da relação ar-combustível (mistura mais pobre) as temperaturas de

combustão são reduzidas, aumentando o período de atraso; por outro lado, em

misturas mais ricas a temperatura de combustão aumenta e, conseqüentemente, há

uma redução no período de atraso.

A terceira análise realizada correspondeu à comparação dos valores de

atraso de ignição calculados pelos modelos teóricos em relação aos dados

experimentais. Para ser realizada essa comparação, o cálculo pelos modelos

teóricos considerou os dados operacionais de temperatura e pressão de admissão

para cada ponto de operação e tipo de combustível, conforme apresentado por

Souza Junior (2009) nas Tabelas 6, 7, 8, 9 e 10.

As Figuras de 15 a 19 apresentam os valores de atraso, em milissegundos,

obtidos para cada combustível, nos seis pontos de operação, pelas três correlações

analisadas.

Figura 13 - Atraso de ignição teórico para o combustível B3.

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Ponto de operação

Assanis

Watson

Hardenberg/Hase

58




0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Ponto de operação

Assanis

Watson

Hardenberg

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Ponto de operação

Assanis

Watson

Hardenberg

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Ponto de operação

Assanis

Watson

Hardenberg

59


Pelas Figuras 15 a 19, pode-se observar uma semelhança no comportamento

dos modelos de Watson e Hardenberg/Hase. Além disso, para todos os

combustíveis o modelo de Hardenberg/Hase apresentou os maiores valores de

atraso quando o motor estava nos pontos de operação A1, A2 e A3; nos pontos B1,

B2 e B3, os modelos apresentaram poucas variações nos resultados; nos pontos

C1,C2 e C3 os valores encontrados pelo modelo de Watson foram superiores aos

encontrados pelo modelo de Hardenberg/Hase.

A correlação de Assanis parece retratar com maior coerência a diferença nos

valores de atraso ao se variar a carga do motor, já que é a única que considera a

razão de equivalência (e a relação ar-combustível) como um parâmetro de entrada

variável. Como esperado, com o aumento da carga houve uma redução no período

de atraso.

Valores de atraso de ignição reais para cada condição de operação foram

obtidos a partir dos dados experimentais de pressão por ângulo de manivela,

fornecidos por Souza Junior (2009). Conhecido o ângulo de injeção do combustível

(17º antes do PMS), o ângulo de início da combustão foi obtido a partir da curva de

pressão e diagrama log P x log V. A partir da curva de pressão pôde-se especificar o

início da combustão pelo ponto em que a pressão aumenta subitamente. Este ponto

foi verificado novamente usando o diagrama log P x log V, já que, sabendo-se que o

processo de compressão é politrópico, tomando-se o logaritmo de pressão e volume

tem-se que o processo de compressão será linear nesta curva e o início do ponto de

ignição será o ponto final dessa linha. Curvas de pressão e diagramas log P x log V

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(m

s)

Ponto de operação

Assanis

Watson

Hardenberg

60

que foram utilizadas para determinação do ângulo de retardo de ignição

experimental em cada condição de operação, encontram-se no Apêndice I.

As Tabela 11 e 12 apresentam o ângulo de retardo de ignição, em graus e

milissegundos, respectivamente, para cada combustível por ponto de operação.

Tabela 11 - Ângulo de retardo de ignição, em graus, para cada combustível por

ponto de operação.

Ponto de operação

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Co

mb

ustí

ve

l

B3 7 5 5 10 7 5 11 9 7

B10 8 7 6 9 7 6 11 9 8

B20 8 6 5 10 7 6 12 8 8

B50 7 6 5 10 7 6 11 9 8

B100 6 6 5 10 7 6 10 8 7

Tabela 12 - - Ângulo de retardo de ignição, em milissegundos, para cada

combustível por ponto de operação.

Ponto de operação

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Co

mb

ustí

ve

l B3 0,78 0,56 0,56 0,83 0,58 0,42 0,73 0,60 0,47

B10 0,89 0,78 0,67 0,75 0,58 0,50 0,73 0,60 0,53

B20 0,89 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,80 0,53 0,53

B50 0,78 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,73 0,60 0,53

B100 0,67 0,67 0,56 0,83 0,58 0,50 0,67 0,53 0,47

Observa-se pela Tabela 11 que combustíveis com maiores teores de biodiesel

não obtiveram significativas reduções no ângulo de atraso, resultado que não era

esperado devido ao maior número de cetano dos combustíveis com biodiesel.

Conforme Tabela 2, BUENO (2003) chegou a encontrar reduções de 0,1º e 0,2º no

ângulo de retardo ao se utilizar uma mistura B20 ao invés de óleo diesel. Dessa

forma, pode-se inferir que a metodologia utilizada para determinação do ângulo do

início da combustão pode não ter sido muito precisa, já que a precisão da análise da

curva de pressão foi de 1º em 1º.

Pela Tabela 12, observa-se que o aumento da velocidade não reduziu o

atraso de ignição em algumas condições. Por exemplo, estando o motor operando

no ponto C3 foram encontrados maiores valores de rotação que os observados no

61

ponto B3 para os combustíveis B3, B10, B20 e B50. Esse resultado não era

esperado, visto que com o aumento da velocidade faz com que as perdas de

temperatura durante a compressão diminuam, resultando assim em um aumento na

temperatura e a pressão do ar, e conseqüentemente na redução do atraso de

ignição. No entanto, resultados semelhantes aos observados nesta pesquisa foram

também encontrados por Bueno (2003), onde os maiores valores de ângulo de

retardo foram obtidos estando com o motor operando a 2600 rpm e 60% da carga

(Tabela 2).

Os combustíveis nos pontos de operação A1, B1 e C1, onde o motor operou

em 25% do torque máximo, obtiveram os maiores ângulos de retardo da ignição,

conforme Tabela 11 e 12 Justificam-se esses valores pela baixa carga, já que sendo

o motor aspirado (quantidade de ar usada por ciclo praticamente constante) ocorre a

combustão de uma mistura mais pobre (elevada relação ar-combustível). Assanis et

al. (2003), conforme Figura 3, também encontrou altos valores de ângulo de retardo

ao se trabalhar com motores em elevadas rotações e baixa carga.

As Figuras 18 a 22 apresentam o comparativo entre o ângulo de retardo

determinado experimentalmente e os obtidos pelos modelos de correlações para

cada combustível.

Figura 18 - Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas

correlações teóricas e por dados experimentais para o combustível B3.

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação

Experimental (Souza Junior, 2009)

Assanis

Watson

Hardenberg/Hase

62





3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

63





Como observado para todos os combustíveis pelas Figuras 18 a 22,

aparentemente nenhum dos três modelos de correlação apresentou de forma

precisa o comportamento observado experimentalmente. Foi notado que os valores

encontrados experimentalmente estavam em um patamar mais elevado de atraso.

Analisando a metodologia utilizada para estimativa de pressão e temperatura

no interior do cilindro, sugerida por Lakshminarayanan e Aghav (2009) e Heywood

(1988), pôde-se inferir que um parâmetro contribuiu para a discrepância entre o

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

64

ângulo de retardo calculado pelos modelos teóricos em relação ao ângulo de retardo

avaliado experimentalmente. Esse parâmetro foi a constante politrópica.

Ao se comparar os valores estimados em função da velocidade do pistão (e

conseqüentemente função da rotação do motor) com os valores obtidos

experimentalmente (inclinação da curva de compressão), foi notado que os valores

obtidos a partir do modelo politrópico sugerido por Lakshminarayanan e Aghav

(2009) foram superiores aos obtidos experimentalmente. A Tabela 13 apresenta os

valores da constante politrópica obtida pelo modelo politrópico enquanto a Tabela 14

apresenta os valores da constante politrópica obtida experimentalmente em cada

ponto de operação.

Tabela 13 – Constante politrópica obtida pelo modelo politrópico de compressão.

Rotação do motor (rpm)

Constante politrópica

1500 1,341

2000 1,354

2500 1,362

Tabela 14 - Constante politrópica obtida experimentalmente pela curva log V x log P.

Combustível

B3 B10 B20 B50 B100

Po

nto

de

op

era

çã

o A1 1,312 1,309 1,301 1,306 1,320

A2 1,316 1,310 1,317 1,310 1,311

A3 1,312 1,315 1,311 1,314 1,312

B1 1,307 1,312 1,309 1,310 1,307

B2 1,310 1,319 1,296 1,313 1,320

B3 1,309 1,306 1,313 1,300 1,306

C1 1,317 1,308 1,272 1,272 1,293

C2 1,304 1,297 1,307 1,309 1,297

C3 1,309 1,335 1,279 1,296 1,310

Com maiores valores de constante politrópica obtidos pelo modelo politrópico

adotado sugerido, houve um aumento na estimativa da pressão no interior do

cilindro e conseqüentemente uma redução no período de atraso calculados pelos

modelos teóricos.

65

Através dos resultados obtidos experimentalmente (Tabela 14), considerou-se

então um valor médio de 1,307 para a constante politrópica e calculou-se novamente

os valores de atraso pelas correlações teóricas de atraso de ignição.

As Figuras 23 a 27 apresentam o comparativo entre o ângulo de retardo

determinado experimentalmente e os obtidos pelos modelos de correlações para

cada combustível, adotando uma constante politrópica média de 1,307.

Figura 23 – Comparação entre os ângulos de retardo de ignição obtidos pelas

correlações teóricas corrigidas e por dados experimentais para o combustível B3.



3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg/Hase

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

66





3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

67



Como observado pelas Figuras 23 a 27, a utilização do valor médio de 1,307

para a constante politrópica no modelo politrópico de compressão, resultou em

estimativas mais precisas de temperatura e pressão no interior no cilindro e,

conseqüentemente, em valores mais próximos dos obtidos experimentalmente.

Ressalta-se que o valor de 1,307 está bem próximo do sugerido por Heywood

(1988), 1,3 (±0,05) para combustíveis convencionais.

Além disso, observa-se que ao se trabalhar com baixas condições de carga

(pontos A1, B1 e C1) a diferença entre os valores obtidos pelos modelos teóricos e

os observados experimentalmente foram mais elevadas. Principalmente nos pontos

B1 e C1, pode-se observar pelas curvas de pressão (Apêndice 1) que há uma

variação no comportamento da pressão; no entanto, a alteração de pressão

suficiente para identificar o início da combustão ocorre em maiores ângulos de

retardo. Nessas condições de baixa carga, existindo uma mistura mais pobre, o

tempo é maior para que ocorra as condições ideais de queima. Nos pontos de

média (50%) e elevada (75%) carga os valores de atraso obtidos pelos modelos

teóricos foram próximos dos valores observados experimentalmente.

As Tabelas 15 a 19 apresentam o erro percentual entre as correlações de

Watson, Assanis e Hardenberg em relação aos valores obtidos experimentalmente

pelas curvas de pressão para cada combustível.

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

A1 A2 A3 B1 B2 B3 C1 C2 C3

Atr

aso

de

ign

ição

(gr

aus)

Ponto de operação


Assanis

Watson

Hardenberg

68

Tabela 15 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberg e

Hase em relação aos valores obtidos experimentalmente pelas curvas de pressão

para o combustível B3.

Ponto de Operação Assanis Watson Hardenberg e Hase

A1 -15,44% -19,34% 0,86%

A2 8,45% 13,03% 26,90%

A3 2,95% 12,58% 26,37%

B1 -27,01% -31,29% -18,56%

B2 4,79% 5,37% 13,34%

B3 27,09% 31,48% 36,77%

C1 -29,54% -23,89% -20,79%

C2 -13,25% -2,60% -0,31%

C3 10,55% 21,07% 23,36%

Variação média -3,49% 0,71% 9,77%

Tabela 16 - Erro percentual entre as correlações de Watson, Assanis e Hardenberge




A1 -30,42% -38,05% -12,07%

A2 -27,00% -23,26% -1,34%

A3 -18,39% -9,22% 7,99%

B1 -20,69% -26,32% -15,62%

B2 5,36% 3,09% 12,23%

B3 10,24% 14,84% 21,67%

C1 -29,07% -25,66% -20,80%

C2 -8,37% -2,50% 1,65%

C3 -2,87% 6,96% 9,84%

Variação média -13,47% -11,12% 0,39%

69





A1 -39,20% -45,98% -21,13%

A2 -14,55% -10,60% 7,60%

A3 -1,69% 6,93% 21,92%

B1 -37,18% -42,35% -29,86%

B2 2,83% 1,23% 10,65%

B3 9,40% 13,74% 21,24%

C1 -44,09% -38,34% -32,30%

C2 0,14% 7,69% 12,08%

C3 -2,65% 6,78% 10,90%

Variação média -14,11% -11,21% 0,12%





A1 -25,43% -33,79% -11,93%

A2 -16,85% -12,39% 7,83%

A3 -4,16% 4,78% 20,96%

B1 -40,42% -48,08% -34,95%

B2 -0,13% -3,42% 5,96%

B3 9,86% 11,13% 19,23%

C1 -35,67% -31,98% -25,98%

C2 -18,28% -9,92% -5,70%

C3 -5,74% 2,42% 6,45%

Variação média -15,20% -13,47% -2,01%

70





A1 -10,09% -18,20% 3,06%

A2 -23,59% -20,00% 0,76%

A3 -9,05% -0,46% 16,75%

B1 -43,88% -52,75% -36,65%

B2 -7,06% -9,15% 1,19%

B3 4,54% 7,26% 16,66%

C1 -30,18% -26,67% -20,24%

C2 -10,75% -3,13% 1,44%

C3 1,91% 9,91% 14,12%

Variação média -14,24% -12,57% -0,32%

Visto que todas as correlações analisadas foram desenvolvidas a partir de

dados experimentais obtidos pela operação dos motores com diesel, variações são

esperadas ao se utilizar essas correlações para estimativas de combustíveis

contendo biodiesel. Pôde-se observar pelas Tabelas 15 a 19 que, com exceção do

combustível B3, a correlação de Hardenberg e Hase foi a que resultou em melhores

estimativas, em termos médios, para o atraso de ignição, seguida da correlação de

Watson e Assanis.

71

5. CONCLUSÕES

O estudo realizado permitiu avaliar o atraso de ignição para cinco combustíveis a

partir de três modelos de correlações: Watson, Assanis, Hardenberg e Hase. Tais

correlações foram desenvolvidos com base em dados experimentais de motores

diesel e sua aplicação em estimativas de atraso para misturas contendo biodiesel

mostraram-se distintas.

A correlação de Hardenberg e Hase, desenvolvida para motor diesel pesado,

utiliza o índice de cetano, temperatura, pressão, velocidade média do pistão e

energia de ativação como variáveis de entrada. Foi desenvolvido como uma fórmula

empírica e um dos fatores que a torna limitada é o fato de não considerar a relação

de equivalência como um parâmetro de entrada, não retratando assim as variações

de atraso que ocorrem ao se alterar a condição de carga do motor. Apesar dessa

limitação, esse modelo de correlação tem sido o mais indicado e completo para se

simular o atraso de ignição no processo de combustão, seja para o combustível

diesel ou para os biocombustíveis em diferentes tipos de motores (já que considera

parâmetros característicos do motor, como velocidade média do pistão) operando

em plena carga.

As correlações de Assanis e Watson, decorrentes da expressão de Arrhenius,

são bastante similares, sendo baseadas em dados de pressão e temperatura; no

entanto, a correlação de Assanis considera ainda a razão de equivalência como um

parâmetro variável, enquanto que na correlação de Watson esse parâmetro está

fixado em 0,116. O diferencial da relação de Assanis é considerar a razão de

equivalência como um parâmetro de entrada retratando assim as variações de

atraso que ocorrem ao se alterar a condição de carga do motor. Por terem uma

menor quantidade de parâmetros de entrada, tais correlações são mais simples,

sendo apontada como as mais indicadas para estimar o atraso de ignição em

motores ao se utilizar diesel. Visto que seus parâmetros foram ajustados baseados

em dados obtidos ao se operar motores com diesel, ambos os modelos de

correlações apresentam-se limitados quando utilizados para estimar o atraso com

misturas contendo biodiesel.

72

5.1. Sugestões para trabalhos futuros

A partir do estudo realizado, sugere-se desenvolver um modelo de correlação

para misturas de biodiesel a partir da equação de Arrhenius, em função da

pressão e temperatura do cilindro e relação de equivalência. A determinação

dos coeficientes ajustáveis (A, n, K) deverá ser realizada a partir de dados

experimentais medidos de forma precisa, podendo ser proposto uma relação

empírica geral para cada tipo de mistura ou ainda obter uma relação genérica,

em função do percentual de biodiesel na mistura.

Sugere-se realizar medições precisas de atraso de ignição (da ordem

decimal) para misturas de combustíveis contendo biodiesel e correlacioná-las

com emissão de poluentes, como NOx, materiais particulados e

hidrocarbonetos.

A fim de validar a determinação do início da combustão a partir da curva log P

x log V, principalmente em condições de baixa carga, sugere-se um estudo

comparativo a partir de outros artifícios, como emissão de luz (onde uma

célula fotoelétrica determina o aparecimento de uma chama) e medição

eletrônica com precisão do ângulo de retardo de ignição.

73

6. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Injection Diesel Engine Fuelled with Automotive Diesel and Water Diesel

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621-436.047.

76

APÊNDICE I

CURVAS DE PRESSÃO E DIAGRAMAS log P x log V UTILIZADOS PARA

DETERMINAÇÃO DO ATRASO DE IGNIÇÃO EXPERIMENTAL

77

COMBUSTÍVEL B3

-10; 35,568

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)

Curva de pressão para o combustível B3, 1500 rpm e 25% da carga máxima

-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V

Diagrama log V x log P para o combustível B3, 1500 rpm e 25% da carga máxima

-12; 32,938

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


78

-12; 34,084

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-7; 41,461

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


79

-10; 37,357

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-12; 34,239

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)

Curvas de pressão para o combustível B3, 2000 rpm e 75% da carga máxima

-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


80

-6; 42,724

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-8; 42,126

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


81

-10; 38,958

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


82

COMBUSTÍVEL B10

-9; 37,277

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-10; 36,263

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


83

-11; 35,539

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-8; 39,61

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


84

-10; 36,992

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 36,071

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


85

-6; 43,115

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-8; 41,346

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


86

-9; 40,222

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


87

COMBUSTÍVEL B20

-9; 36,715

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 34,824

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


88

-12; 33,61

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-7; 40,954

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


89

-10; 36,712

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 36,029

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


90

-5; 44,237

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-9; 39,713

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


91

-9; 40,82

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


92

COMBUSTÍVEL B50

-10; 35,237

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 34,267

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


93

-12; 33,862

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-7; 41,244

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


94

-10; 36,965

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 36,208

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


95

-6; 43,402

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-8; 41,641

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


96

-9; 41,12

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


97

COMBUSTÍVEL B100

-11; 33,499

0

10

20

30

40

50

60

70

80

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 34,647

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


98

-12; 33,786

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-7; 41,148

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


99

-10; 37,19

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-11; 35,791

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


100

-7; 41,038

0

10

20

30

40

50

60

70

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


-9; 39,612

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


101

-10; 38,063

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Pre

ssão

(b

ar)

ϴ (graus)


-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

-4,5 -4,3 -4,1 -3,9 -3,7 -3,5 -3,3 -3,1

log

P

log V


universidade federal de sÃo joÃo del rei centro federal de ... · ... universidade federal de...

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