Dissertação de Mestrado - Fabrico de Motor

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RESUMO
Na presente dissertação de mestrado é apresentado o trabalho desenvolvido no fabrico da cabeça de um motor inovador. Após um extenso redesenho da cabeça de motor, utilizaram-se as tecnologias de simulação de fundição, de prototipagem rápida (através de um material para moldações inovador) e de fundição para a obtenção desta peça. Conseguiram-se duas cabeças de motor passíveis de se tornarem funcionais.
Um artigo científico com o título “Miniaturized Cylinder Head Production By Rapid Prototyping” foi escrito e publicado num congresso internacional.
Também é apresentada a optimização de um motor comercialmente disponível, presente no EconomicUM. Investigou-se o melhoramento da sua câmara de combustão, a redução de atrito e de inércia dos componentes em movimento, e a correcta afinação do tempo de injecção de gasolina e avanço de ignição através da ECU. Investigaram-se ainda outros componentes como a bateria, o isolamento térmico do motor, o comportamento dinâmico das válvulas e a caracterização detalhada do dinamómetro de inércia. Obteve-se uma melhoria da prestação do EconomicUM em competição e um novo recorde para a Universidade do Minho.

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Dissertação de Mestrado - Fabrico de Motor

  1. 1. Fabrico de motorPorRodrigo Névoa de Melo Nº 42144Dissertação de Mestrado em Engenharia MecânicaUniversidade do MinhoGuimarães, Novembro de 2009<br />Fabrico de motor<br />Por<br />Rodrigo Névoa de Melo<br />Nº 42144<br />Orientador: Professor Doutor Jorge José Gomes Martins <br />Co-orientador: Professor Doutor António Alberto Caetano Monteiro<br />Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica<br />Universidade do Minho<br />Guimarães, Novembro de 2009<br />DECLARAÇÃO<br />Nome: Rodrigo Névoa de Melo <br />Endereço electrónico: rodrigonevoademelo@gmail.com <br />Telefone: 919818085<br />Número do Bilhete de Identidade: 11705280 <br />Título dissertação <br />FABRICO DE MOTOR<br />Orientador(es): <br />Jorge José Gomes Martins <br />António Alberto Caetano Monteiro<br />Ano de conclusão: 2009<br />Designação do Mestrado ou do Ramo de Conhecimento do Doutoramento: <br />Dissertação de Mestrado em Energia e Fluidos / Tecnologias de Fabrico<br />Declaro que concedo à Universidade do Minho e aos seus agentes uma licença não-exclusiva para arquivar e tornar acessível, nomeadamente através do seu repositório institucional, nas condições abaixo indicadas, a minha dissertação, no todo ou em parte, em suporte digital. <br />Declaro que autorizo a Universidade do Minho a arquivar mais de uma cópia da dissertação e a, sem alterar o seu conteúdo, converter a dissertação entregue, para qualquer formato de ficheiro, meio ou suporte, para efeitos de preservação e acesso.<br />Retenho todos os direitos de autor relativos à dissertação, e o direito de a usar em trabalhos futuros (como artigos ou livros).<br />Concordo que a minha dissertação seja colocada no repositório da Universidade do Minho com o seguinte estatuto:<br />-- Disponibilização imediata do conjunto do trabalho para acesso mundial;<br />Universidade do Minho, 11/12/2009<br />Assinatura: ________________________________________________<br />É AUTORIZADA A REPRODUÇÃO INTEGRAL DESTA DISSERTAÇÃO APENAS PARA EFEITOS DE INVESTIGAÇÃO, MEDIANTE DECLARAÇÃO ESCRITA DO INTERESSADO, QUE A TAL SE COMPROMETE.<br />Universidade do Minho, 11/12/2009<br />Assinatura: ____________________________________________________<br />Aos meus pais<br />e ao meu amigo António Vasconcelos Tavares.<br />AGRADECIMENTOS <br />Não poderia deixar de agradecer a todos os que me ajudaram nesta jornada de aprendizagem. Agradeço e dedico esta dissertação, com especial ênfase, às seguintes pessoas: <br />Prof. Doutor Jorge Martins<br />Prof. Doutor António Caetano Monteiro<br />Eng. Hélder Puga<br />Júlio Caldas<br />Pedro Miranda<br />Eng. Eduardo Pereira<br />Prof. Doutor Joaquim Barbosa<br />Vítor Neto<br />Hélder Carneiro<br />Joana Gouveia<br />Agradeço também à empresa J.M.Troféus pela oferta da primeira moldação e apoio nas seguintes.<br />RESUMO<br />Na presente dissertação de mestrado é apresentado o trabalho desenvolvido no fabrico da cabeça de um motor inovador. Após um extenso redesenho da cabeça de motor, utilizaram-se as tecnologias de simulação de fundição, de prototipagem rápida (através de um material para moldações inovador) e de fundição para a obtenção desta peça. Conseguiram-se duas cabeças de motor passíveis de se tornarem funcionais.<br />Um artigo científico com o título “Miniaturized Cylinder Head Production By Rapid Prototyping” foi escrito e publicado num congresso internacional.<br />Também é apresentada a optimização de um motor comercialmente disponível, presente no EconomicUM. Investigou-se o melhoramento da sua câmara de combustão, a redução de atrito e de inércia dos componentes em movimento, e a correcta afinação do tempo de injecção de gasolina e avanço de ignição através da ECU. Investigaram-se ainda outros componentes como a bateria, o isolamento térmico do motor, o comportamento dinâmico das válvulas e a caracterização detalhada do dinamómetro de inércia. Obteve-se uma melhoria da prestação do EconomicUM em competição e um novo recorde para a Universidade do Minho.<br />ABSTRACT<br />Presented in this masters dissertation is the work developed in the production of a cylinder head of an innovative engine. After extensive redesign of the cylinder head, the technologies of casting simulation, rapid prototyping (via an innovative material for 3D printed molds) and casting were used to obtain the part. Two cylinder heads were obtained.<br />A scientific paper entitled “Miniaturized Cylinder Head Production By Rapid Prototyping” was written and published in the proceedings of a international congress.<br />Also presented is the optimization of a commercially available engine present in the EconomicUM. Through the improvement of its combustion chamber, reducing friction and inertia of moving parts, and proper tuning of the gasoline injection pulse and ignition advance. Also investigated were other components such as battery, thermal isolation of the engine, dynamic behavior of the valves and detailed characterization of the inertia dynamometer. Results showed an improvement in the fuel consumption of the EconomicUM in competition, and a new record for the University of Minho. <br />PALAVRAS-CHAVE<br />Projecto de motor<br />Projecto de fundição<br />Prototipagem rápida<br />Impressão tridimensional<br />Simulação numérica de fundição <br />Filmes finos <br />Motor de combustão interna<br />Controlo de motor<br />Ciclo de Miller<br />Eco-maratona Shell<br />KEYWORDS<br />Engine design<br />Casting design<br />Rapid Prototyping<br />3D printing<br />Casting simulation <br />Thin film<br />Internal combustion engine<br />Engine management <br />Miller cycle<br />Shell Eco-Marathon<br />ÍNDICE TOC o " 1-3" h z u AGRADECIMENTOS PAGEREF _Toc248555829 h vRESUMO PAGEREF _Toc248555830 h viABSTRACT PAGEREF _Toc248555831 h viiPALAVRAS-CHAVE PAGEREF _Toc248555832 h viiiKEYWORDS PAGEREF _Toc248555833 h viiiÍNDICE PAGEREF _Toc248555834 h ixÍNDICE DE FIGURAS PAGEREF _Toc248555835 h xiiiÍNDICE DE TABELAS PAGEREF _Toc248555836 h xviiGLOSSÁRIO DE SÍMBOLOS E TERMOS PAGEREF _Toc248555837 h xviii1INTRODUÇÃO PAGEREF _Toc248555838 h 11.1Fabrico de cabeça de motor PAGEREF _Toc248555839 h 21.1.1Desenvolvimento PAGEREF _Toc248555840 h 21.1.2Fundição PAGEREF _Toc248555841 h 31.2Motor actual PAGEREF _Toc248555842 h 31.3Objectivos PAGEREF _Toc248555843 h 42FUNDAMENTOS TEÓRICOS PAGEREF _Toc248555844 h 52.1Tecnologia de fundição PAGEREF _Toc248555845 h 52.1.1Sistema de enchimento PAGEREF _Toc248555846 h 52.1.2Solidificação PAGEREF _Toc248555847 h 62.2Motores de combustão interna PAGEREF _Toc248555848 h 72.2.1Rendimento de ciclos termodinâmicos PAGEREF _Toc248555849 h 72.2.2Avanço de ignição PAGEREF _Toc248555850 h 122.2.3Taxa de compressão PAGEREF _Toc248555851 h 132.2.4Rácio ar/combustível (RAC) PAGEREF _Toc248555852 h 142.2.5Turbulência PAGEREF _Toc248555853 h 162.3Filmes finos PAGEREF _Toc248555854 h 172.3.1Técnica de Physical Vapor Deposition (PVD) PAGEREF _Toc248555855 h 172.3.2Revestimentos Diamond-Like Carbon (DLC) PAGEREF _Toc248555856 h 182.3.3Conjunto pistão, segmentos e camisa PAGEREF _Toc248555857 h 182.4Análise ao motor em dinamómetro de inércia PAGEREF _Toc248555858 h 193FABRICO DE CABEÇA DE MOTOR PAGEREF _Toc248555859 h 213.1Objectivo e contextualização PAGEREF _Toc248555860 h 213.1.1Organização do trabalho de fabrico PAGEREF _Toc248555861 h 223.2Análise da tecnologia e tentativas anteriores PAGEREF _Toc248555862 h 233.2.1Precisão geométrica PAGEREF _Toc248555863 h 233.2.2Dificuldade de enchimento completo PAGEREF _Toc248555864 h 243.2.3Remoção do macho interior da câmara de água PAGEREF _Toc248555865 h 253.2.4Zonas de difícil maquinagem PAGEREF _Toc248555866 h 263.3Optimização da geometria através de simulação numérica PAGEREF _Toc248555867 h 263.3.1Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição PAGEREF _Toc248555868 h 273.3.2Simulação numérica – Primeiro teste PAGEREF _Toc248555869 h 293.3.3Cacho em CAD – Primeiro teste PAGEREF _Toc248555870 h 303.4Impressão de moldações PAGEREF _Toc248555871 h 313.4.1Novo material para moldações PAGEREF _Toc248555872 h 323.5Primeiro teste de fundição PAGEREF _Toc248555873 h 323.5.1Primeira impressão PAGEREF _Toc248555874 h 323.5.2Liga de alumínio A413.0 PAGEREF _Toc248555875 h 343.5.3Vazamento PAGEREF _Toc248555876 h 353.5.4Resultado do primeiro vazamento PAGEREF _Toc248555877 h 363.6Calibração da simulação numérica PAGEREF _Toc248555878 h 383.7Segundo teste de fundição PAGEREF _Toc248555879 h 393.7.1Segundo desenho da cabeça de motor PAGEREF _Toc248555880 h 393.7.2Simulação numérica PAGEREF _Toc248555881 h 423.7.3Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição PAGEREF _Toc248555882 h 433.7.4Cacho em CAD – segundo teste PAGEREF _Toc248555883 h 443.7.5Impressão da segunda moldação PAGEREF _Toc248555884 h 453.7.6Segundo teste de fundição PAGEREF _Toc248555885 h 463.7.7Resultados do segundo vazamento PAGEREF _Toc248555886 h 473.8Terceiro teste de fundição PAGEREF _Toc248555887 h 513.8.1Terceiro desenho da cabeça de motor PAGEREF _Toc248555888 h 513.8.2Terceiro vazamento PAGEREF _Toc248555889 h 534MOTOR ACTUAL PAGEREF _Toc248555890 h 554.1Cronologia desta parte do trabalho PAGEREF _Toc248555891 h 554.2Descrição do motor antes da modificação PAGEREF _Toc248555892 h 564.3Restauro do motor PAGEREF _Toc248555893 h 574.3.1Preparação de peças para revestimento com filmes finos PAGEREF _Toc248555894 h 574.3.2Resultados dos revestimentos com filmes finos PAGEREF _Toc248555895 h 594.4Optimização do motor actual PAGEREF _Toc248555896 h 604.4.1Câmara de combustão de 2008 PAGEREF _Toc248555897 h 604.4.2Maquinagem de componentes para obter nova taxa de compressão PAGEREF _Toc248555898 h 614.4.3Cambota e roda dentada de arranque PAGEREF _Toc248555899 h 634.4.4Isolamento térmico do motor PAGEREF _Toc248555900 h 644.5Dinamómetro de inércia e sua caracterização PAGEREF _Toc248555901 h 654.5.1Inércia das principais peças PAGEREF _Toc248555902 h 664.5.2Velocidade de rotação do motor PAGEREF _Toc248555903 h 694.5.3Perdas mecânicas associadas ao dinamómetro PAGEREF _Toc248555904 h 704.5.4Preparação para testes do motor PAGEREF _Toc248555905 h 714.6Afinação do motor em dinamómetro de inércia PAGEREF _Toc248555906 h 734.6.1Correcção do tempo de injecção com a tensão de bateria PAGEREF _Toc248555907 h 744.6.2Correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido PAGEREF _Toc248555908 h 744.6.3Correcção do tempo de injecção com a temperatura do motor PAGEREF _Toc248555909 h 754.6.4Ignição PAGEREF _Toc248555910 h 774.6.5Rácio ar/combustível PAGEREF _Toc248555911 h 784.6.6Leitura da temperatura do motor PAGEREF _Toc248555912 h 794.6.7Testes de consumo de combustível em dinamómetro de inércia PAGEREF _Toc248555913 h 794.6.8Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em laboratório PAGEREF _Toc248555914 h 824.6.9Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em pista PAGEREF _Toc248555915 h 824.7Testes à bateria do EconomicUM PAGEREF _Toc248555916 h 834.7.1Medição e cálculo energético eléctrico PAGEREF _Toc248555917 h 835CONCLUSÕES E TRABALHO FUTURO PAGEREF _Toc248555918 h 875.1Fabrico de Motor PAGEREF _Toc248555919 h 875.2Motor actual PAGEREF _Toc248555920 h 875.2.1Em competição PAGEREF _Toc248555921 h 875.2.2Em laboratório PAGEREF _Toc248555922 h 875.3Sugestões para trabalho futuro PAGEREF _Toc248555923 h 886REFERÊNCIAS PAGEREF _Toc248555924 h 917BIBLIOGRAFIA PAGEREF _Toc248555925 h 93ANEXO A − HALTECH E6A SPECIFICATIONS PAGEREF _Toc248555926 h 95ANEXO B – PRIMEIRA MOLDAÇÃO PAGEREF _Toc248555927 h 99ANEXO C – TERCEIRA MOLDAÇÃO PAGEREF _Toc248555928 h 105ANEXO D – RESULTADOS DE TESTES PAGEREF _Toc248555929 h 111ANEXO E – ARTIGO CIENTÍFICO PARA CONFERÊNCIA INTERNACIONAL PAGEREF _Toc248555930 h 113ANEXO F – ESPECIFICAÇÕES DO MOTOR ORIGINAL PAGEREF _Toc248555931 h 125<br />ÍNDICE DE FIGURAS<br /> TOC h z c " Fig." Fig. 1.1 − Protótipo para Shell Eco-marathon da Universidade do Minho − EconomicUM PAGEREF _Toc248555932 h 1<br />Fig. 1.2 − Modelo em poliestireno expandido obtido por colagem de várias peças maquinadas por CNC (adaptado MONTEIRO et al., 2007) PAGEREF _Toc248555933 h 2<br />Fig. 1.3 – Modelo obtido por técnica de prototipagem rápida por camadas (adaptado MONTEIRO et al., 2007) PAGEREF _Toc248555934 h 3<br />Fig. 1.4 − Excerto da patente do motor Atkinson PAGEREF _Toc248555935 h 4<br />Fig. 2.1 – Exemplo de sistema de enchimento e alimentação (adaptado BARBOSA, 2003) PAGEREF _Toc248555936 h 5<br />Fig. 2.2 − Ciclo teórico de Miller PAGEREF _Toc248555937 h 7<br />Fig. 2.3 − Diagrama p-V de ciclo de Miller com perdas por bombagem; pressão em escala exponencial PAGEREF _Toc248555938 h 8<br />Fig. 2.4 − Diagrama p-V Miller com perdas de carga; admissão a azul PAGEREF _Toc248555939 h 10<br />Fig. 2.5 − Diagrama p-Vcc/V comparativo entre ciclos PAGEREF _Toc248555940 h 11<br />Fig. 2.6 − Diagrama p-V comparativo entre ciclos PAGEREF _Toc248555941 h 11<br />Fig. 2.7 − Pressão vs ângulo de cambota (p-θ) para diferentes avanços de ignição (esquerda); efeito do avanço de ignição no binário (direita). (adaptado HEYWOOD, 1988) PAGEREF _Toc248555942 h 12<br />Fig. 2.8 − Diagrama p-θ mostrando as diferentes fases de queima (Stage I, II, III) (adaptado HEYWOOD, 1988) PAGEREF _Toc248555943 h 13<br />Fig. 2.9 − Influência do RAC no consumo específico (adaptado MARTYR, 2007) PAGEREF _Toc248555944 h 14<br />Fig. 2.10 − Atraso do início de queima em função de percentagem de estequiometria (adaptado MARTYR, 2007) PAGEREF _Toc248555945 h 15<br />Fig. 2.11 − Variação da velocidade de chama com a riqueza da mistura (adaptado MARTINS, 2005) PAGEREF _Toc248555946 h 15<br />Fig. 2.12 − Diagrama p-θ mostrando dispersão ciclíca para (a) mistura estequiométrica e (b) mistura pobre; (adaptado MARTYR, 2007) PAGEREF _Toc248555947 h 15<br />Fig. 2.13 − Influência da velocidade de chama no diagrama p-θ; note-se o começo da combustão (adaptado HEYWOOD, 1988) PAGEREF _Toc248555948 h 16<br />Fig. 2.14 − Consumo específico em função de λ; (adaptado MARTINS, 2005) PAGEREF _Toc248555949 h 16<br />Fig. 2.15 − Exemplo do fluxo criado pela squish, indicado pela setas; (adaptado HEYWOOD, 1988) PAGEREF _Toc248555950 h 17<br />Fig. 2.16 − Resultados laboratoriais de teste pino-no-prato para simulação de mecanismo de desgaste em segmento/camisa. Parâmetros de teste: carga de 8 MPa, temperatura 80 ºC, 6 horas de duração, frequência de 6 Hz e óleo com 1% de fuligem; DLC = Me-C:H (adaptado KYLEFORS, 1998) PAGEREF _Toc248555951 h 19<br />Fig. 2.17 − Efeito da rugosidade superficial do substrato na carga crítica (adaptado LARSSON et al., 1996) PAGEREF _Toc248555952 h 19<br />Fig. 2.18 - Esquema de biela (adaptado CARVILL, 2003) PAGEREF _Toc248555953 h 20<br />Fig. 3.1 − Cabeça de motor com área de squish (a azul) PAGEREF _Toc248555954 h 21<br />Fig. 3.2 − Primeiro desenho da cabeça de motor (adaptado KRENOVSKY, 2002) PAGEREF _Toc248555955 h 22<br />Fig. 3.3 − Resultado de swirl em FLUENT (adaptado COENE, 2008) PAGEREF _Toc248555956 h 22<br />Fig. 3.4 − Geometria de swirl (a cinza), válvula (a vermelho) e assento (a amarelo); (adaptado COENE, 2008) PAGEREF _Toc248555957 h 22<br />Fig. 3.5 − Comparação entre o resultado de 2008 a), e o desenho de CAD b) e c) PAGEREF _Toc248555958 h 24<br />Fig. 3.6 − Primeira tentativa de 2008 PAGEREF _Toc248555959 h 24<br />Fig. 3.7 − Pesagem do segundo teste de fundição de 2008, 527,84 g PAGEREF _Toc248555960 h 25<br />Fig. 3.8 − Defeitos de fundição assinalados: Rechupes (com paredes muito finas nas imediações) PAGEREF _Toc248555961 h 25<br />Fig. 3.9 − Remoção do macho superior (adaptado LOPES, 2008) PAGEREF _Toc248555962 h 26<br />Fig. 3.10 − Representação típica do curso efectuado por broca PAGEREF _Toc248555963 h 26<br />Fig. 3.11 − Peças em corte: posição original de fundição (2008, esquerda); posição sugerida com orifício a azul (2009, direita) PAGEREF _Toc248555964 h 27<br />Fig. 3.12 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do primeiro teste PAGEREF _Toc248555965 h 28<br />Fig. 3.13 − Previsões de: rechupes (acima esquerda); tempo de solidificação (acima direita); retenção de ar na moldação (baixo) PAGEREF _Toc248555966 h 29<br />Fig. 3.14 – Cacho virtual para o primeiro teste PAGEREF _Toc248555967 h 30<br />Fig. 3.15 − Esquema de funcionamento de uma impressora 3D PAGEREF _Toc248555968 h 31<br />Fig. 3.16 − Vista explodida do conjunto – primeiro teste PAGEREF _Toc248555969 h 32<br />Fig. 3.17 − Macho da câmara de combustão (note-se o excepcional detalhe da impressão) PAGEREF _Toc248555970 h 33<br />Fig. 3.18 − Parte da moldação com carapaça e dois meios-machos (esquerda); igual ao anterior mas com macho da câmara de combustão (direita) PAGEREF _Toc248555971 h 33<br />Fig. 3.19 − Machos montados (esquerda); Moldação montada (direita) PAGEREF _Toc248555972 h 33<br />Fig. 3.20 − Moldação pronta a receber metal líquido PAGEREF _Toc248555973 h 35<br />Fig. 3.21 − Instante seguinte ao primeiro vazamento PAGEREF _Toc248555974 h 35<br />Fig. 3.22 − Cacho obtido no primeiro teste PAGEREF _Toc248555975 h 36<br />Fig. 3.23 − Defeitos de fundição no primeiro teste PAGEREF _Toc248555976 h 37<br />Fig. 3.24 − Calibração da simulação numérica PAGEREF _Toc248555977 h 38<br />Fig. 3.25 − Vista de baixo comparativa entre primeiro e segundo teste PAGEREF _Toc248555978 h 39<br />Fig. 3.26 − Redução de massividades – primeiro teste à direita PAGEREF _Toc248555979 h 40<br />Fig. 3.27 – Vistas em corte da câmara de água – segundo teste (cima-esquerda e baixo); primeiro teste (cima-direita) PAGEREF _Toc248555980 h 40<br />Fig. 3.28 − Modificação de raio dos cantos − primeiro teste à esquerda PAGEREF _Toc248555981 h 41<br />Fig. 3.29 − Abaixamento dos assentos de molas − segundo teste a azul PAGEREF _Toc248555982 h 41<br />Fig. 3.30 − Previsões de: rechupes (cima); tempo de solidificação (baixo) – vazamento a 700 ºC PAGEREF _Toc248555983 h 42<br />Fig. 3.31 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do segundo teste PAGEREF _Toc248555984 h 43<br />Fig. 3.32 – Cacho virtual para o segundo teste PAGEREF _Toc248555985 h 44<br />Fig. 3.33 − Vista explodida de conjunto – segundo teste PAGEREF _Toc248555986 h 45<br />Fig. 3.34 − Vistas de corte mostrando respiros de gases PAGEREF _Toc248555987 h 45<br />Fig. 3.35 − Segunda moldação com grampos PAGEREF _Toc248555988 h 46<br />Fig. 3.36 − Instante seguinte ao segundo vazamento PAGEREF _Toc248555989 h 47<br />Fig. 3.37 − Vistas de cima do enchimento indevido da cavidade do macho superior PAGEREF _Toc248555990 h 47<br />Fig. 3.38 − Cacho obtido do segundo vazamento PAGEREF _Toc248555991 h 48<br />Fig. 3.39 − Comparação entre o resultado de 2008 b), 2009 a) e c) e o desenho de CAD d) e e) PAGEREF _Toc248555992 h 48<br />Fig. 3.40 – Geometria a obter (cima); Defeitos no segundo vazamento (baixo) PAGEREF _Toc248555993 h 49<br />Fig. 3.41 − Porção de alumínio responsável pelos defeitos encontrados PAGEREF _Toc248555994 h 50<br />Fig. 3.42 − Distorção da câmara de combustão e condutas PAGEREF _Toc248555995 h 50<br />Fig. 3.43 − Defeito na conduta de admissão PAGEREF _Toc248555996 h 50<br />Fig. 3.44 − Modificações a cabeça – terceiro teste; vista de corte PAGEREF _Toc248555997 h 51<br />Fig. 3.45 − Moldação em corte − terceiro teste de fundição PAGEREF _Toc248555998 h 52<br />Fig. 3.46 − Parte da moldação − terceiro teste de fundição PAGEREF _Toc248555999 h 52<br />Fig. 3.47 − Cacho obtido no terceiro vazamento PAGEREF _Toc248556000 h 53<br />Fig. 3.48 − Comparação entre o segundo (esquerda) e o terceiro vazamento (direita) PAGEREF _Toc248556001 h 53<br />Fig. 3.49 − Geometria a obter (cima); Defeitos no terceiro vazamento (baixo) PAGEREF _Toc248556002 h 54<br />Fig. 4.1 − Pistão 2008 danificado; fissura assinalada a azul PAGEREF _Toc248556003 h 56<br />Fig. 4.2 − Cilindro 2008 danificado PAGEREF _Toc248556004 h 56<br />Fig. 4.3 − Válvulas 2008 PAGEREF _Toc248556005 h 57<br />Fig. 4.4 − Preparação do cilindro para revestimento (esquerda); cilindro polido (direita) PAGEREF _Toc248556006 h 57<br />Fig. 4.5 − Válvulas polidas PAGEREF _Toc248556007 h 58<br />Fig. 4.6 − Comparação do acabamento da saia de fábrica (esquerda) e polida (direita) PAGEREF _Toc248556008 h 58<br />Fig. 4.7 − Componentes novos prontos para revestir PAGEREF _Toc248556009 h 58<br />Fig. 4.8 − Peças novas revestidas PAGEREF _Toc248556010 h 59<br />Fig. 4.9 − Pistão e cilindro revestidos PAGEREF _Toc248556011 h 59<br />Fig. 4.10 − Riscos na saia do pistão PAGEREF _Toc248556012 h 60<br />Fig. 4.11 − Estudo da câmara de combustão de 2008 PAGEREF _Toc248556013 h 60<br />Fig. 4.12 – Comparação entre pistão novo e de 2008 (esquerda); maquinagem do pistão (direita) PAGEREF _Toc248556014 h 61<br />Fig. 4.13 − Comparação entre áreas da câmara de combustão no pistão (coloridas) e maior distância da propagação de chama (linhas brancas) PAGEREF _Toc248556015 h 61<br />Fig. 4.14 – Espessura da área de squish final PAGEREF _Toc248556016 h 62<br />Fig. 4.15 − Espessura do volume da fenda até ao primeiro segmento (A) PAGEREF _Toc248556017 h 62<br />Fig. 4.16 − Redução do volume da fenda da válvula; Antes (direita) e depois (esquerda) PAGEREF _Toc248556018 h 62<br />Fig. 4.17 − Distância da vela ao pistão no PMS PAGEREF _Toc248556019 h 63<br />Fig. 4.18 − Cambota original (esquerda); cambota modificada (direita) PAGEREF _Toc248556020 h 63<br />Fig. 4.19 − Isolamento térmico do motor em 2008 PAGEREF _Toc248556021 h 64<br />Fig. 4.20 − Aspecto final do novo isolamento térmico PAGEREF _Toc248556022 h 65<br />Fig. 4.21 − Cambotas com roda dentada de arranque e embraiagem: 2008 (esquerda); 2009 (direita); 2010 (baixo) PAGEREF _Toc248556023 h 67<br />Fig. 4.22 – Da esquerda para direita: biela; roda traseira com cremalheira de transmissão; roda do dinamómetro de inércia em CAD PAGEREF _Toc248556024 h 67<br />Fig. 4.23 – Proposta de redução de massa para cambota 2010 PAGEREF _Toc248556025 h 69<br />Fig. 4.24 − Conta-rotações no dinamómetro de inércia PAGEREF _Toc248556026 h 69<br />Fig. 4.25 − Potência perdida no dinamómetro de inércia vs velocidade de rotação do motor PAGEREF _Toc248556027 h 70<br />Fig. 4.26 − Rodagem com auxilio de motor eléctrico PAGEREF _Toc248556028 h 71<br />Fig. 4.27 − Pistão " Miller 21" danificado PAGEREF _Toc248556029 h 72<br />Fig. 4.28 − Esquema de filmagem de alta velocidade PAGEREF _Toc248556030 h 72<br />Fig. 4.29 − Comparação experimental de ângulo de abertura de válvulas com diferentes molas PAGEREF _Toc248556031 h 73<br />Fig. 4.30 − Mapa original da correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido PAGEREF _Toc248556032 h 75<br />Fig. 4.31 − Mapa final de correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido PAGEREF _Toc248556033 h 75<br />Fig. 4.32 − Mapa original de correcção do tempo de injecção com a temperatura de motor PAGEREF _Toc248556034 h 76<br />Fig. 4.33 − Mapa final de correção do tempo de injecção com a temperatura de motor PAGEREF _Toc248556035 h 76<br />Fig. 4.34 − Variação do coeficiente de excesso de ar com a temperatura do motor (linha de tendência a preto de 85 a 108 ºC) PAGEREF _Toc248556036 h 77<br />Fig. 4.35 – Mapa final do avanço da ignição PAGEREF _Toc248556037 h 77<br />Fig. 4.36 − Mapa do tempo de injecção a carga total PAGEREF _Toc248556038 h 78<br />Fig. 4.37 − λ em função do regime do motor PAGEREF _Toc248556039 h 78<br />Fig. 4.38 − Diferença entre os valores de temperatura do motor lidos pela ECU e visor no volante PAGEREF _Toc248556040 h 79<br />Fig. 4.39 − Tempo de injecção em função da velocidade de rotação PAGEREF _Toc248556041 h 80<br />Fig. 4.40 – Eficiência volumétrica em função da velocidade de rotação do motor PAGEREF _Toc248556042 h 81<br />Fig. 4.41 − Consumo específico em função da velocidade de rotação do motor PAGEREF _Toc248556043 h 81<br />Fig. 4.42 − Fluke 43B (esquerda); LEM LA-55P (direita) PAGEREF _Toc248556044 h 84<br />Fig. 4.43 − Leitura INRUSH − Pico de intensidade de corrente, 42,1 A PAGEREF _Toc248556045 h 85<br />Fig. 4.44 − Leitura SCOPE − Consumo médio de 11,25 A PAGEREF _Toc248556046 h 85<br />ÍNDICE DE TABELAS TOC h z c " Tabela" <br />Tabela 2.1 − Comparação de valores entre os três ciclos PAGEREF _Toc248556047 h 12<br />Tabela 3.1 − Composição química típica da liga A413.0 (adaptado DAVIS, 2003) PAGEREF _Toc248556048 h 34<br />Tabela 4.1 − Peso equivalente de peças em movimento para testes em dinamómetro de inércia PAGEREF _Toc248556049 h 68<br />Tabela 4.2 − Relações de velocidade PAGEREF _Toc248556050 h 70<br />Tabela 4.3 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 (laboratório: 20 km/h → 5915 rpm) PAGEREF _Toc248556051 h 82<br />Tabela 4.4 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 em pista PAGEREF _Toc248556052 h 83<br />Tabela 4.5 − Consumo energético eléctrico de componentes na prova inglesa PAGEREF _Toc248556053 h 86<br />GLOSSÁRIO DE SÍMBOLOS E TERMOS<br />Aglomerante Material utilizado para manter junto qualquer material que se utilize como material de moldação, bem como para dar e manter a consistência da moldação.<br />AlAlumínio (elemento químico)<br />Alimentador Massa de metal vazado ao mesmo tempo que a peça, com a função de fornecer metal líquido ao fundido durante a solidificação, para eliminar os defeitos provocados pela contracção volumétrica do metal, durante o arrefecimento.<br />APMSAntes do Ponto Morto Superior.<br />Areia Material granular, resultante da desintegração natural ou artificial de rochas ou depósitos minerais. Apresenta-se em partículas com diâmetros normalmente compreendidos entre 0,06 e 2 mm.<br />A/FRácio ar/combustível<br />BBoro (elemento químico)<br />CAD Desenho Assistido por Computador (Computer Aided Design)<br />CachoConjunto formado pelas peças, sistema de gitagem e sistema de enchimento, após vazamento, obtido de uma moldação<br />Consumo específico Quantidade de combustível consumido em grama por kWh<br />de combustível<br />Cacho Conjunto formado pelas peças, sistema de gitagem e sistema de enchimento, após vazamento, obtido de uma moldação.<br />Carapaça Moldação sem caixa, de pequena espessura, para fundição. <br />Colapsibilidade Tendência para o material da moldação se desagregar, por efeito de solicitações mecânicas ou térmicas<br />Compacidade Rácio entre volume e área de superfície<br />DEMUMDepartamento de Engenharia Mecânica da Universidade do Minho<br />Dispersão cíclicaVariação da velocidade de queima entre ciclos de combustão num motor de combustão interna, provocada pela propagação de chama turbulenta<br />Distorção Desvio de forma relativamente à prevista ou pretendida <br />DLCRevestimento à base de carbono com características similares às do diamante, muito duro, resistente ao desgaste e de baixo atrito (Diamond-like Carbon)<br />EconomicUMNome actual do protótipo da Universidade do Minho<br />ECUUnidade de controlo electrónico do motor (Electronic Control Unit)<br />EstequiométricaReacção química onde todos os reagentes são transformados em produto ou produtos finais<br />FundidoPeça obtida por fundição<br />Fluidez (do metal) Aptidão do metal para percorrer os canais de uma moldação e encher a respectiva cavidade.<br />Knock Combustão anormal que produz um ruído característico<br />Liga mãeUma liga, rica em um ou mais elementos de liga, que é adicionada à liga principal a fim de aumentar a concentração de um ou mais elementos de liga.<br />mMassa (g)<br />Macho Elemento colocado no molde para definir uma cavidade ou espaço vazio no fundido final. <br />MBTBinário máximo (Maximum Brake Torque)<br />Moldação Conjunto de elementos, fabricado num material refractário ou numa liga metálica, que, entre outros, contém a cavidade destinada a receber o metal líquido, que após solidificação dá origem a uma peça com a configuração que se pretende.<br />Ni-PTFE®Filme fino de politetrafluoretileno em matriz de níquel (nome comercial)<br />pxPressão (Pa)<br />PPotência (W)<br />PermeabilidadeAptidão de um material de moldação ou de machos, para se deixar atravessar pelos gases e vapores produzidos na operação de vazamento.<br />PVDDeposição física de um revestimento por evaporação (Physical vapor deposition)<br />QPoder calorífico de um combustível (J/kg)<br />RConstante específica de um gás (J/(kg.K))<br />RACRácio ar/combustível<br />Rockwool®Manta para isolamento térmico composta por lã-de-rocha, papel reforçado com fibras e película de alumínio<br />rpmRotações por minuto<br />SLIFormato de ficheiro CAD para divisão por camadas, de um ficheiro STL<br />SLS Sinterização Selectiva por Laser (Selective Laser Sintering)<br />SiCCarboneto de silício (composto químico)<br />Squish Área em que o pistão se aproxima muito da cabeça de motor, empurrando a mistura para junto da vela com o intuito de criar turbulência e aumentar a compacidade da câmara de combustão.<br />SrEstrôncio (elemento químico)<br />STL Formato de ficheiro CAD para estereolitografia<br />SubstratoPeça a revestir com filme fino<br />Swirl Rotacionalidade da mistura induzida pela conduta de admissão no eixo do cilindro.<br />TDCPonto morto superior (Top Dead Center)<br />TxTemperatura (K)<br />VxVolume (m3)<br />Letras gregas<br />εgRelação de compressão geométrica <br />εretRelação de compressão retida<br />π3,14159<br />θÂngulo de cambota (º)<br />ηRendimento<br />ρMassa volúmica (kg/m3)<br />ΔDiferença<br />λCoeficiente de excesso de ar ()<br />γQuociente entre capacidades caloríficas ou índice adiabático<br />σRelação de expansão ()<br />INTRODUÇÃO<br />Com a instabilidade económica mundial e as emissões de gases de efeito de estufa associadas ao consumo de petróleo torna-se necessária uma rápida e radical mudança do modo como se encara o desenho e projecto de automóveis. É, então, preciso investir em tecnologia que permita a construção de automóveis de baixa massa e redução de perdas mecânicas. Estes veículos também deverão ter motores muito eficientes e produzir baixas emissões de gases tóxicos e de efeito de estufa.<br />Sabendo que o petróleo provem essencialmente de fontes não-renováveis, foi criada em 1939 a “Shell Mileage Marathon” depois de uma discussão entre funcionários do laboratório de investigação da Shell Oil Company, sobre qual o veículo poderia percorrer a maior distância com a menor quantidade de combustível. Esta prova deu origem à prova que conhecemos hoje, a Shell Eco-Marathon®. Na Europa, existem actualmente duas competições onde pequenos veículos tentam minimizar o consumo de combustível durante uma certa distância. Estas decorrem em pistas de automobilismo e a velocidade média mínima é de 30 km/h, na prova Shell Eco-marathon Europe, e de 15 milhas/h, na prova Shell Eco-marathon Youth Challenge UK.<br />A Universidade do Minho participa nestas competições desde 2006. O EconomicUM ( REF _Ref245821741 h Fig. 1.1) tem tido uma contínua evolução até hoje, fruto do trabalho de alunos e professores. <br />Fig. 1.1 − Protótipo para Shell Eco-marathon da Universidade do Minho − EconomicUM<br />Fabrico de cabeça de motor<br />Na presente dissertação é descrito o processo de evolução e fabrico de uma cabeça de motor para um motor inovador. A cabeça do motor é o seu componente mais importante, na perspectiva da eficiência deste. <br />Desenvolvimento<br />O processo de obtenção da cabeça de motor teve início em trabalhos anteriores efectuados por alunos e professores do DEMUM, através do desenvolvimento de um modelo virtual em CAD a partir do qual foi obtido um protótipo físico, usando processos e equipamentos de manufactura que permitiram a fabricação de sólidos de geometria livre, uma vez que a cabeça de motor tem formas tridimensionais complexas. <br />Tendo a precisão como objectivo, o processo de maquinagem não pode deixar de ser considerado. A maquinagem CNC além de permitir também o uso directo dos dados dos modelos virtuais CAD, permite ainda a utilização no fabrico de uma diversidade elevada de materiais. Dar forma a um componente através de remoção de material impõe limitações à complexidade da geometria a ser produzida ( REF _Ref243994789 h Fig. 1.2). <br />Fig. 1.2 − Modelo em poliestireno expandido obtido por colagem de várias peças maquinadas por CNC (adaptado MONTEIRO et al., 2007)<br />As técnicas de prototipagem rápida por camadas apresentaram como vantagem principal a possibilidade de dar forma a componentes geometricamente intrincados por adição de camadas sucessivas de material até que a geometria desejada seja produzida ( REF _Ref243995042 h Fig. 1.3). No entanto o desempenho dos materiais utilizados não cumpria os requisitos de funcionamento das peças finais. <br />Fig. 1.3 – Modelo obtido por técnica de prototipagem rápida por camadas (adaptado MONTEIRO et al., 2007)<br />Fundição<br />Peças complexas e intrincadas podem ser obtidas por fundição, ou seja vazando metal fundido numa cavidade com forma negativa do componente a ser produzido. Embora na fundição a precisão obtida em bruto não seja suficiente para a maioria das aplicações técnicas, a maquinagem correctiva subsequente para acabamento das superfícies funcionais permite conferir aos componentes as características geométricas necessárias e tornar a tecnologia adequada. Faltará então produzir as moldações e os machos necessários para materializar a cavidade moldante através de prototipagem rápida.<br />Com a integração das técnicas acima referidas, dois alunos tentaram a conversão do modelo CAD em componente fundido. Embora sem sucesso, o conhecimento adquirido com estas tentativas de fundição mostrou-se essencial para a obtenção da peça sem defeitos.<br />Motor actual<br />O motor, de combustão interna a gasolina, que propulsiona o EconomicUM (de 50 cm3 e que originalmente equipava uma scooter a 4 tempos) tem vindo a ser adaptado e melhorado no DEMUM de modo a ter o máximo de rendimento (mínimo consumo). Este motor funciona segundo o ciclo de Miller, um tipo de ciclo que tem vindo a ser desenvolvido no Laboratório de Motores do DEMUM. <br />O ciclo de Miller é uma adaptação moderna do ciclo de Atkinson e tem um rácio de expansão maior que o rácio de compressão. O que difere os dois ciclos é a forma como se obtém o ciclo num motor. Para um motor a operar no ciclo de Atkinson, é necessário um sistema complexo (em vez do vulgar mecanismo biela-manivela) que permita a diferença entre os rácios referidos ( REF _Ref246062651 h Fig. 1.4). Num motor a operar no ciclo de Miller, impede-se que parte da mistura seja retida dentro do motor (através do fecho de válvula de admissão atrasado ou adiantado) para obter a mesma diferença entre os rácios, utilizando o comum mecanismo biela-manivela (adaptado RAJPUT, 2005).<br />Fig. 1.4 − Excerto da patente do motor Atkinson<br />Ao longo dos trabalhos anteriores os vários componentes do motor actual sofreram reduções de peso, tendo mesmo alguns destes sido trocados por outros e refeitos à medida, como por exemplo: caso do tensor da corrente de distribuição, balanceiros, cambota, pistão entre outros. Nenhum componente deste motor está como o original. O controlo do motor é feito electronicamente, transmitindo a sua potência à roda traseira (a única roda motriz), através de uma corrente de rolos de baixo atrito.<br />Objectivos<br />Esta dissertação de mestrado teve como principais objectivos:<br />Fabrico de cabeça de motor original<br />Através de técnicas de prototipagem rápida e posterior fundição.<br />Aumento do desempenho do EconomicUM em competição<br />Através do aumento de eficiência do motor presente recorrendo ao aumento da taxa de compressão, da optimização geométrica da câmara de combustão, diminuição da inércia e do controlo electrónico do motor. <br />FUNDAMENTOS TEÓRICOS<br />Tecnologia de fundição<br />Sistema de enchimento<br />O desenho do sistema de enchimento ( REF _Ref245820407 h Fig. 2.1) é habitualmente feito por analogia com sistemas já aplicados a peças de geometria idêntica. O seu dimensionamento é efectuado a partir de um conjunto de regras que é necessário respeitar, de modo a que o sistema cumpra os requisitos que lhe são exigidos, ou seja:<br />Garantir o total enchimento da cavidade moldante antes da liga metálica começar a solidificar;<br />Garantir um escoamento não turbulento do metal líquido, de forma a evitar a incorporação de ar no metal e a sua oxidação;<br />Promover uma distribuição uniforme de temperatura por todas as zonas da cavidade, para que o arrefecimento se processe o mais uniformemente possível;<br />Diminuir a probabilidade de ocorrência de fenómenos de erosão nas paredes da moldação;<br />Funcionar como sistema de retenção de partículas não metálicas disseminadas no banho líquido.<br />Fig. 2.1 – Exemplo de sistema de enchimento e alimentação (adaptado BARBOSA, 2003)<br />Solidificação<br />O arrefecimento de um metal, da temperatura de fusão até à temperatura ambiente é habitualmente acompanhado por uma significativa redução de volume, designada por contracção. Esta contracção ocorre em três estágios diferentes: contracção no estado líquido, contracção de solidificação e contracção no estado sólido. A contracção de solidificação (contracção que se verifica na mudança do estado líquido para o estado sólido) é a mais difícil de controlar e a de maior amplitude, sendo considerada por isso de maior relevância.<br />As principais consequências da contracção volumétrica durante a solidificação e o arrefecimento são: o fundido ficar com dimensões inferiores às da cavidade da moldação; o aparecimento de cavidades (e/ou fissuras) internas, ou com ligação ao exterior, de dimensões variáveis, agrupadas ou disseminadas pelo fundido. Estas consequências dependem do tipo de metal ou liga metálica, das condições de arrefecimento e do tipo de moldação. <br />Os defeitos referidos têm origem em diferentes fases do processo de solidificação. A contracção no estado sólido é responsável pelas dimensões finais das peças, podendo ainda ser responsável por possíveis fissuras que surjam nas mesmas. A contracção verificada na mudança de estado é responsável por defeitos de solidificação, como cavidades internas ou cavidades com ligação ao exterior, de dimensões consideráveis e que habitualmente se designam por rechupes. Saliente-se que estas cavidades não devem ser confundidas com porosidades (que habitualmente são de muito pequena dimensão, ainda que visíveis a olho nu) normalmente causadas por gases dissolvidos no metal, ou apenas por inclusões não metálicas, como grãos de areia, escória ou partículas de material refractário.<br />No caso concreto da liga de alumínio-silício utilizada neste trabalho (liga A413.0), a solidificação deverá avançar desde a periferia para o centro da peça, em camadas bem definidas, paralelas às paredes da moldação, existindo em qualquer momento uma fronteira líquido/sólido bem definida. Este tipo de solidificação designa-se por solidificação em camada fina.<br />Motores de combustão interna<br />Rendimento de ciclos termodinâmicos<br />O ciclo de Miller proporciona um maior rendimento do motor (quando comparado ao ciclo de Otto) por aproveitar uma maior parte da entalpia dos gases presentes no cilindro. O trabalho extra que é aproveitado está representado na REF _Ref245908269 h Fig. 2.2 pela zona a cinzento. O ciclo de Otto é representado por 1-2-3-4’-1 (adaptado MARTINS, 2006).<br />Fig. 2.2 − Ciclo teórico de Miller<br />Pela primeira lei da termodinâmica temos:<br />Wciclo + Qciclo = ΔU = 0 (2.1)<br />A segunda lei da termodinâmica diz que para se produzir trabalho tem de haver troca de calor entre duas fontes térmicas, não sendo possível transformar todo o calor da fonte quente em trabalho. <br />O rendimento de uma máquina térmica que funciona reversivelmente entre uma fonte quente (Tf) e outra fria (Tq) será:<br /> ( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 2)<br />Rendimento do ciclo Otto:<br /> (2.3)<br />Rendimento do ciclo de Miller com εg fixa (MARTINS, 2006):<br /> ( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 4)<br />Considerando:<br /> (2.5)<br />(B é constante supondo que a mistura é estequiométrica)<br />Para podermos desprezar as perdas de bombagem na admissão, o volume de mistura terá que entrar no cilindro ao mesmo tempo que a sua capacidade aumenta (mantendo a pressão atmosférica). Quando isto não acontece, temos que considerar estas perdas.<br />Fig. 2.3 − Diagrama p-V de ciclo de Miller com perdas por bombagem; pressão em escala exponencial<br />Consideremos que:<br />Trabalho positivo: 9-2-3-4-9<br />Trabalho negativo (bombagem): 5-6-7-0-9-5<br />Como a área 9-1-5-9 pertence ao trabalho negativo e positivo, anula-se, pelo que não é considerada. Temos então:<br />( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 6)<br />( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 7)<br />( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 8)<br />( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 9)<br /> ( STYLEREF 1 s 2. SEQ Equação * ARABIC s 1 10)<br />A taxa de compressão máxima num motor de combustão interna, de ignição comandada, ronda os 12:1 (sendo gasolina o combustível). Esta limitação deve-se ao facto de que, a partir desta taxa de compressão, a ocorrência de knock é muito provável (MARTINS, 2006). Considerando uma eficiência volumétrica de 100% (desprezam-se as perdas de carga no ciclo de Otto), tem-se uma relação de compressão retida de 12:1.<br />Neste trabalho, considera-se que o knock resulta apenas da temperatura e da pressão no final da compressão. Pretendeu-se obter, para o ciclo de Miller, a mesma temperatura e pressão do ciclo de Otto.<br />A taxa de compressão do motor, em 2008, era de 17:1. Dos testes efectuados ao motor em 2007 e 2008, obteve-se uma eficiência volumétrica máxima de 57%. Utilizou-se este valor para ser conservador no cálculo de taxa de compressão a atingir na nova especificação.<br />Na análise teórica de ciclos termodinâmicos, podemos desprezar as perdas de bombagem na admissão se o volume de mistura entrar no cilindro ao mesmo tempo que o volume deste aumenta (mantendo a pressão atmosférica). No caso do motor actual isso corresponderia à válvula de admissão fechar aos 97,75º APMS ( REF _Ref245918979 h Fig. 2.4).<br />Sabendo que, neste motor, a válvula de admissão fecha aos 120º APMS, não se podem desprezar as perdas de carga. Então considera-se que toda a admissão é feita a pressão inferior à atmosférica ( REF _Ref245918979 h Fig. 2.4). <br />Fig. 2.4 − Diagrama p-V Miller com perdas de carga; admissão a azul<br />Calculou-se a relação de compressão geométrica a obter para a mesma relação de compressão retida no ciclo do presente motor, a partir da relação de compressão retida do ciclo de Otto:<br /> (2.11)<br />em que:<br /> − relação de compressão geométrica a obter para ciclo de Miller pretendido<br />− relação de compressão retida do ciclo de Otto<br /> − eficiência volumétrica<br />Comparação entre os três ciclos<br />Nas REF _Ref245929508 h Fig. 2.5 e REF _Ref245929517 h Fig. 2.6 estão representados diagramas para comparação dos ciclos. Utilizou-se o valor de 1,3 para o índice adiabático em todos os cálculos e diagramas apresentado porque se considerou o calor absorvido pela vaporização do combustível e as perdas de calor para a cabeça e as paredes do cilindro (adaptado HEYWOOD, 1988).<br />Fig. 2.5 − Diagrama p-Vcc/V comparativo entre ciclos<br />Fig. 2.6 − Diagrama p-V comparativo entre ciclos<br />Usando as equações 2.3 a 2.5 (desprezando perdas de carga) obtemos:<br /> <br />Considerando as perdas de carga e utilizando as equações 2.6 a 2.10 para os ciclos de Miller temos:<br />Tabela 2.1 − Comparação de valores entre os três ciclos<br />OttoMiller 2008Miller 21Taxa de compressão121721,053Eficiência volumétrica100%57%57%Volume da câmara de combustão 4,49 x10-6m33,09 x10-6m32,46 x10-6m3Relação de compressão retida129,6912Rendimento teórico52,55%56,57%59,22%Rendimento teórico com perdas de bombagem52,55%53,13%55,71%<br />Avanço de ignição<br />A combustão começa antes do final da compressão (após a ignição) e acaba pouco depois do pico de pressão no cilindro ocorrer ( REF _Ref241398106 h Fig. 2.7).<br />Fig. 2.7 − Pressão vs ângulo de cambota (p-θ) para diferentes avanços de ignição (esquerda); efeito do avanço de ignição no binário (direita). (adaptado HEYWOOD, 1988)<br />Existe, para as condições de funcionamento do motor em dado momento, um avanço óptimo para o binário máximo, dando a mais rápida aceleração. Este avanço é o mesmo para a máxima eficiência.<br />Se a combustão começar cedo demais a pressão dentro do cilindro fará com que o trabalho de compressão realizado pelo pistão seja demasiadamente grande, fazendo baixar o rendimento. Se a combustão começar tarde demais o pico de pressão no cilindro será diminuído assim como o trabalho de expansão. Também serão maiores as perdas de calor para as paredes devido à maior temperatura dos gases durante a expansão.<br />Como o avanço de ignição é estabelecido para o ciclo médio, o aumento da dispersão cíclica faz aumentar as perdas de pressão média nos ciclos mais afastados da média devido ao avanço não optimizado para esses ciclos.<br />Taxa de compressão<br />A taxa de compressão influência directamente no rendimento de um motor, como se pode constatar nas equações 2.3 e 2.4 (maior taxa de compressão → maior rendimento). O aumento da taxa de compressão produz outros efeitos benéficos, na busca do máximo rendimento, descritos seguidamente.<br />Quanto maior for a taxa de compressão maior será a pressão e a temperatura no momento de ignição, o que facilita as reacções químicas entre ar e combustível. Em consequência disso diminui-se a duração da primeira fase de queima ( REF _Ref241323840 h Fig. 2.8 − Stage I).<br />Fig. 2.8 − Diagrama p-θ mostrando as diferentes fases de queima (Stage I, II, III) (adaptado HEYWOOD, 1988)<br />Ao diminuir o volume da câmara de combustão (para aumentar a taxa de compressão) também se diminui o volume dos gases residuais do ciclo anterior na câmara de combustão.<br />O aumento de taxa de compressão diminui a dispersão cíclica, porque aumenta a densidade de mistura, o que é importante principalmente junto da vela para aumentar a probabilidade de boa ignição.<br />Rácio ar/combustível (RAC)<br />A base teórica para entender a influência do RAC no consumo específico está representada na REF _Ref241398606 h Fig. 2.9.<br />Fig. 2.9 − Influência do RAC no consumo específico (adaptado MARTYR, 2007)<br />Misturas ligeramente ricas<br />Devido à dissociação a temperatura elevada seguida da combustão, existe oxigénio nos gases queimados (considerando mistura estequiómetrica). Isto permite que combustível extra seja adicionado à mistura e parcialmente queimado. Consequentemente existe um aumento de temperatura e número de moles de gases queimados no cilindro.<br />Estes efeitos conjugados dão origem a um aumento de pressão, o que leva a um aumento de potência. Contudo a eficiência do ciclo diminui. Isto porque o combustivel adicional é apenas queimado parcialmente e toda a expansão é feita a maior temperatura (aumentando as perdas por calor e pelo escape).<br />Misturas pobres<br />Teoricamente a eficiência aumenta linearmente com o aumento do RAC. Misturas pobres queimam a menor temperatura (menores perdas por calor) e menor dissociação das moléculas de CO2 e H2O. Assim, a fracção de energia libertada perto do PMS é maior. Consequentemente, uma maior quantidade de energia será aproveitada para trabalho e a porção de energia rejeitada no escape será menor (devido à menor pressão no final da expansão).<br />Na prática, a dispersão cíclica e o tempo de combustão aumentam com o aumento do RAC, fazendo com que a eficiência diminua em misturas muito pobres. Mesmo na ausência de dispersão cíclica, a diminuição da eficiência é directamente proporcional ao aumento do tempo de combustão (quanto maior o rácio, maior o tempo de combustão; REF _Ref246106207 h Fig. 2.10 e REF _Ref245128317 h Fig. 2.11).<br />Fig. 2.10 − Atraso do início de queima em função de percentagem de estequiometria (adaptado MARTYR, 2007)Fig. 2.11 − Variação da velocidade de chama com a riqueza da mistura (adaptado MARTINS, 2005)<br />A dispersão cíclica também aumenta com o aumento do RAC devido à menor probabilidade de boa ignição originada por pontos excessivamente pobres junto aos eléctrodos da(s) vela(s) ( REF _Ref241400737 h Fig. 2.12). <br />Fig. 2.12 − Diagrama p-θ mostrando dispersão ciclíca para (a) mistura estequiométrica e (b) mistura pobre; (adaptado MARTYR, 2007)<br />Turbulência<br />A velocidade de chama de uma mistura ar-combustível estacionária é muito baixa, o que provoca grandes perdas por calor e a redução pico de pressão máximo (afastando do ciclo teórico de maior rendimento). Existe grande interesse em elevar consideravelmente a turbulência dentro da câmara de combustão para obter uma combustão quase instantânea e aumentar o rendimento ( REF _Ref241740602 h Fig. 2.13).<br />Fig. 2.13 − Influência da velocidade de chama no diagrama p-θ; note-se o começo da combustão (adaptado HEYWOOD, 1988)<br />A velocidade de chama em misturas pobres é relativamente baixa. Contudo, com turbulência e taxa de compressão elevadas, é possível obter uma velocidade de chama maior do que a que é obtida num motor convencional. O aumento de compacidade (quando acompanhada de elevada taxa de compressão) dá origem a uma diminuição do consumo específico (Fig. 2.14)<br />Fig. 2.14 − Consumo específico em função de λ; (adaptado MARTINS, 2005)<br />Uma maneira de aumentar eficazmente a turbulência, num motor de combustão interna, é a utilização de uma zona de squish.<br />Squish <br />Squish é a área em que o pistão se aproxima muito da cabeça de motor, empurrando a mistura para junto da vela com o intuito de criar turbulência e aumentar a compacidade da câmara de combustão ( REF _Ref241740619 h Fig. 2.15). A velocidade dos gases empurrados para fora desta área (consequentemente turbulência criada) depende da carga, velocidade do pistão, distância do pistão à cabeça, taxa de compressão, largura da área de squish e distância do pistão à cabeça no final da admissão (adaptado HEYWOOD, 1988).<br />Fig. 2.15 − Exemplo do fluxo criado pela squish, indicado pela setas; (adaptado HEYWOOD, 1988)<br />Filmes finos<br />Técnica de Physical Vapor Deposition (PVD)<br />O processo de PVD pode ser hoje executado a temperaturas bem abaixo dos 250 ºC. Tal facto permite revestir a maior parte dos substratos de aço, sem influir na microestrutura ou nas propriedades mecânicas (HEDENQVIST et al., 1994). A maior parte dos componentes dos motores são em aço tratado termicamente e, assim, muito sensíveis à temperatura. Um processo acima dos 200ºC pode levar a uma redução significativa da dureza e também a modificações dimensionais. <br />O grande potencial dos componentes revestidos, principalmente na indústria automóvel, levou ao desenvolvimento de revestimentos PVD de baixo atrito para motores. Tipicamente, estas aplicações necessitam de um revestimento resistente ao desgaste, mas não necessariamente de um revestimento muito duro.<br />Num motor, o nível de desgaste tem de ser baixo, entre quaisquer duas peças em contacto, para conservar as tolerâncias. Um revestimento por PVD que provou ser próspero é o DLC.<br />Revestimentos Diamond-Like Carbon (DLC)<br />Os revestimentos de DLC consistem basicamente numa mistura de diamante com grafite. As quantidades relativas destes dois componentes determinarão a maior parte das propriedades do revestimento. As propriedades mecânicas e tribológicas dos revestimentos DLC têm vindo a ser estudadas durante aproximadamente 30 anos. Os revestimentos DLC têm várias propriedades interessantes, como por exemplo: excelente adesão ao aço; inércia química elevada e baixo atrito em combinação com alta resistência ao desgaste. Estas características fazem do DLC uma escolha muito interessante para inúmeras aplicações em engenharia mecânica. Além do mais, a dureza do revestimento pode ser escolhida (varia desde aproximadamente de 500 a 2500 HV) para produzir um revestimento de uma única combinação para uma rodagem excelente e um baixo coeficiente de atrito, aplicável na maior parte dos materiais de engenharia. Estas propriedades deste tipo de revestimentos são especialmente ajustadas para diferentes aplicações em motores. <br />Conjunto pistão, segmentos e camisa <br />O conjunto formado por pistão, segmentos e camisa desempenha um papel central no trabalho de redução das perdas de compressão, o que resulta directamente na manutenção dos níveis de eficiência e emissões. <br />Os problemas levantados pelo desgaste levaram várias companhias automóveis a testar novos conceitos de camisa/segmento. Aplicando um revestimento PVD resistente e de baixo atrito, os problemas acima mencionados podem ser solucionados. Testes de laboratório mostraram que revestimentos PVD nos segmentos superam todas as soluções existentes, especialmente no desgaste na camisa (Fig. 2.16). Também se concluiu que a repetibilidade do desempenho do revestimento PVD é excelente (KYLEFORS et al., 1998).<br />Fig. 2.16 − Resultados laboratoriais de teste pino-no-prato para simulação de mecanismo de desgaste em segmento/camisa. Parâmetros de teste: carga de 8 MPa, temperatura 80 ºC, 6 horas de duração, frequência de 6 Hz e óleo com 1% de fuligem; DLC = Me-C:H (adaptado KYLEFORS, 1998)<br />Para obter um bom revestimento, a peça terá que sofrer um pré-tratamento de redução de rugosidade superficial para melhorar a adesão do filme ( REF _Ref243999912 h Fig. 2.17). <br />Fig. 2.17 − Efeito da rugosidade superficial do substrato na carga crítica (adaptado LARSSON et al., 1996)<br />Uma combinação optimizada de substrato, a sua preparação superficial, o seu revestimento e a lubrificação podem, na maior parte de aplicações, melhorar dramaticamente o desempenho de um sistema tribológico. <br />Análise ao motor em dinamómetro de inércia<br />Para calcular com rigor a eficiência do motor, é necessário averiguar as perdas energéticas por parte do dinamómetro de inércia. Para isso foram usadas as seguintes equações:<br /> (2.12)<br />(Potência dada ao dinamómetro de inércia) (2.13)<br />(Potência perdida no dinamómetro de inércia) (2.14)<br /> (2.15)<br />Fig. 2.18 - Esquema de biela (adaptado CARVILL, 2003)<br />Peso equivalente da biela:<br /> (Parte em translação) (2.16)<br /> (Parte em rotação) (2.17)<br /> (2.18)<br />Peso equivalente do conjunto roda traseira:<br /> (2.19)<br />Peso equivalente do conjunto cambota:<br /> (2.20)<br />em que:<br /> − Peso equivalente do conjunto ou componente x<br />I – momento de inércia de rotação<br />R – relação de transmissão <br />S – curso da cambota<br />r – raio da roda traseira<br />mc – massa da biela<br />m1 – massa efectiva da biela em translação<br />m2 – massa efectiva da biela em rotação<br />FABRICO DE CABEÇA DE MOTOR<br />Objectivo e contextualização<br />Esta parte da dissertação tem como objectivo o fabrico de uma cabeça de motor. <br />Esta cabeça de motor deverá ter algumas características específicas distintivas tais como: duas velas de ignição (numa câmara de combustão); indução de escoamento rotacional turbulento pela conduta de admissão (swirl); câmara de combustão hemisférica; área de squish ( REF _Ref246073159 h Fig. 3.1) e uma câmara de água. A câmara de água (no interior da cabeça de motor) tem uma razão para existir diferente da habitual: como durante a competição o motor será desligado por longos períodos (15 segundos de funcionamento para 2 a 5 minutos desligado), é muito importante que a temperatura permaneça sem grandes alterações durante esse período. Obviamente, o exterior da cabeça será convenientemente isolado. Adicionalmente, durante o ensaio em dinamómetro, haverá circulação de água na mesma câmara de modo a manter-se constante a temperatura da cabeça (arrefecimento) durante o funcionamento contínuo, necessário para os testes de desenvolvimento. <br /> <br />Fig. 3.1 − Cabeça de motor com área de squish (a azul)<br />Como já referido, o desenvolvimento da cabeça de motor teve início em trabalhos anteriores efectuados por alunos e professores do DEMUM, através do aperfeiçoamento do modelo virtual (CAD). Gostaríamos de destacar David Krenovsky, que desenhou a primeira versão do modelo virtual em 2002 ( REF _Ref245926881 h Fig. 3.2). Em 2003, Benjamin Tiercelin introduziu a câmara de água (entre outras modificações). Em 2007, Stijn Coene fez um estudo aprofundado em CFD sobre o efeito de swirl do canal de admissão ( REF _Ref245926865 h Fig. 3.3 e 3.4). Em 2008, Pedro Lopes fez as tentativas de fundição descritas no subcapítulo 3.2.<br />Fig. 3.2 − Primeiro desenho da cabeça de motor (adaptado KRENOVSKY, 2002)Fig. 3.3 − Resultado de swirl em FLUENT (adaptado COENE, 2008)<br />Fig. 3.4 − Geometria de swirl (a cinza), válvula (a vermelho) e assento (a amarelo); (adaptado COENE, 2008)<br />Organização do trabalho de fabrico<br />Feita a análise das anteriores tentativas para investigação de problemas e simulação numérica, procedeu-se à primeira impressão da moldação com base na geometria anteriormente utilizada (com ligeiras alterações). Este primeiro teste foi feito para estudar o novo material para moldações (suas propriedades e comportamento) e calibração da simulação numérica com base na peça obtida.<br />Paralelamente, foi efectuado o redesenho da cabeça de motor de modo a solucionar todos os problemas encontrados.<br />Deste modo, com a calibração feita e novo desenho foi possível tirar resultados mais fidedignos a partir da simulação para o segundo teste de fundição.<br />Como foram detectados alguns defeitos no segundo teste de fundição, um terceiro teste foi efectuado com base num redesenho da peça com pequenas alterações.<br />Análise da tecnologia e tentativas anteriores<br />As tentativas anteriores de fabrico da cabeça de motor foram estudadas de modo a reconhecer potenciais melhorias necessárias para a obtenção de uma peça nas condições desejadas.<br />Os problemas encontrados foram: <br />Precisão geométrica<br />Dificuldade de enchimento completo<br />Remoção do macho interior da câmara de água <br />Zonas de difícil acesso para maquinagem<br />Precisão geométrica <br />A precisão geométrica, no nosso caso, é de grande importância devido ao elevado detalhe da geometria de swirl na conduta de admissão Fig. 3.5 b) e c). Esta deve ser obtida directamente da fundição, sem necessidade de maquinagem correctiva.<br />Embora a precisão apresentada pelo fabricante da impressora SLS utilizada no Centro de Formação Profissional da Indústria de Fundição (CINFU, Porto) seja muito boa, o resultado após o processo de impressão, limpeza, cura e finalmente fundição não apresentou o nível de detalhe desejado para a geometria de swirl (Fig. 3.5). <br />Fig. 3.5 − Comparação entre o resultado de 2008 a), e o desenho de CAD b) e c)<br />Dificuldade de enchimento completo<br />A posição em que se tentou fundir a peça (câmara de combustão voltada para cima) revelou-se um erro nas tentativas do ano anterior, visto que as finas paredes em torno da cavidade para a árvore de cames permitiram uma excessiva transferência de calor, impossibilitando o enchimento total (Fig. 3.6).<br />Fig. 3.6 − Primeira tentativa de 2008<br />Foi então tentado o aumento de espessura destas paredes para possibilitar (sem sucesso) o total enchimento da peça. Com o aumento de espessura destas paredes resultou o aumento de massa da peça, factor importante num veículo de baixo consumo onde a massa desempenha um papel crucial (Fig. 3.7). A peça apresentou defeitos graves em redor da câmara de combustão, impossibilitando o seu uso (Fig. 3.8). <br />Fig. 3.7 − Pesagem do segundo teste de fundição de 2008, 527,84 g<br />Fig. 3.8 − Defeitos de fundição assinalados: Rechupes (com paredes muito finas nas imediações)<br />Remoção do macho interior da câmara de água<br />Com a geometria das tentativas anteriores, todo o macho interior da câmara de água tinha de ser retirado através de dois pequenos orifícios em cantos opostos da mesma. Esta constrição geométrica, associada com a elevada dureza do macho após fundição apenas removível por maquinagem (Fig. 3.9) ou temperaturas superiores a 400ºC, tornam a remoção deste macho numa operação de grande dificuldade.<br />Embora possível, foi rejeitada a remoção da areia através da temperatura elevada por ser potencial fonte de distorção geométrica inaceitável, dada a grande disparidade de coeficientes de expansão térmica entre a liga de alumínio e a areia.<br />Fig. 3.9 − Remoção do macho superior (adaptado LOPES, 2008)<br />Zonas de difícil maquinagem<br />Com a anterior geometria parcialmente representada na Fig. 3.10, podemos ver que, do lado da admissão, a zona de maquinagem da guia de válvula é de difícil acesso.<br />Fig. 3.10 − Representação típica do curso efectuado por broca<br />Optimização da geometria através de simulação numérica<br />Foram simuladas diversas condições de fundição para obter um resultado optimizado em software a fim de se ter um bom ponto de partida teórico para a obtenção da peça na prática. Foi usado o programa Nova Flow & Solid® para o efeito. Os parâmetros variados na simulação foram:<br />Temperatura de vazamento<br />Temperatura da moldação<br />Alterações geométricas na peça<br />A optimização começou com a introdução das alterações sugeridas no ano anterior: inversão da posição de vazamento (câmara de combustão voltada para baixo) e criação de um orifício na parede superior da câmara de água para extracção de gases e melhor apoio entre os machos interiores (Fig. 3.11). Posteriormente foram testadas pequenas alterações no desenho de CAD de modo a obter uma simulação que não apresentasse defeitos significativos. Assim foi possível apreciar e discutir os defeitos obtidos no fundido, comparar com a simulação numérica e calibrar o software.<br />Fig. 3.11 − Peças em corte: posição original de fundição (2008, esquerda); posição sugerida com orifício a azul (2009, direita)<br />Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição <br />O sistema de enchimento usado no primeiro teste teve por base o sistema de 2008. Para minimizar a turbulência do metal líquido, o canal de descida passou de secção redonda para quadrada, mantendo-se a mesma área de secção. O escalonamento deste sistema foi 1 ; 1 ; 1 (Fig. 3.12 à direita).<br />Não é possível, usando esta tecnologia, garantir o acabamento superficial necessário para os diversos planos de apartação, garantindo a estanquicidade e precisão de posicionamento dos componentes adjacentes à cabeça de motor. É então necessária a introdução de sobreespessuras nestas superfícies, para posterior maquinagem, de modo a ter a precisão desejada. <br />Fig. 3.12 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do primeiro teste<br />Na REF _Ref245124598 h Fig. 3.12 estão representadas as zonas com sobreespessura e sistema de enchimento e alimentação onde se podem ver:<br />Furos para apartação dos colectores e conjunto cabeça-bloco (vermelho)<br />Furos para admissão de água (azul claro)<br />Rectificação para a obtenção da superfície de apartação entre cabeça e bloco (azul escuro)<br />Rectificação para a obtenção dos apoios da árvore de cames (verde claro)<br />Furos para as guias das válvulas (verde escuro)<br />Furos para as velas (amarelo)<br />Furos para tampa da câmara superior e apoios dos balanceiros (laranja)<br />Sistema de enchimento e alimentação (cinza)<br />Simulação numérica – Primeiro teste<br />Deste primeiro conjunto de simulações, obtiveram-se os resultados representados na Fig. 3.13. <br />Nesta previsão de rechupes é possível observar a quase total ausência destes. Contudo a previsão do tempo de solidificação alertou para o facto de que existia uma grande quantidade de pontos quentes em torno da câmara de água, juntos às massividades dos apoios de parafusos e às ligações dos colectores (toda a região azul escura). Quanto à previsão de retenção de ar na moldação, todos sítios apontados pela simulação tinham sobreespessura para maquinagem, não levantando problemas.<br />Fig. 3.13 − Previsões de: rechupes (acima esquerda); tempo de solidificação (acima direita); retenção de ar na moldação (baixo)<br />Cacho em CAD – Primeiro teste<br />A REF _Ref241171464 h Fig. 3.14 representa o cacho usado para o primeiro teste. É este o resultado final da simulação numérica.<br />Fig. 3.14 – Cacho virtual para o primeiro teste<br />Impressão de moldações<br />A tecnologia utilizada pela impressora Z Corporation 301 Plus® assemelha-se a um sistema de impressão por jacto de tinta utilizado como periférico de um computador do dia-a-dia. A própria máquina utiliza peças de uma impressora comum na sua construção só que, em vez jactos de tinta, as cabeças de impressão expelem um aglutinante composto de uma solução aquosa e uma cola. Esta técnica é muito parecida com a técnica de SLS, mas em vez de um laser, a aglutinação do pó é feita por uma cabeça de impressão de jactos de aglutinante.<br />A máquina é normalmente constituída por um reservatório de pó, pó este que pode ser de vários materiais (como foi referido acima); uma plataforma que suporta as várias camadas de pó e que se movimenta no sentido descendente; um rolo para deposição e regulação da camada de pó na plataforma; e a(s) cabeça(s) de jacto de aglutinante que provém de um recipiente também existente na máquina (Fig. 3.15). <br />Fig. 3.15 − Esquema de funcionamento de uma impressora 3D<br />A moldação foi impressa a partir do modelo de CAD, após a conversão dos ficheiros para STL e depois para SLI. <br />Sabendo que haveria pó não-aglomerado nos espaços entre as carapaças e machos após a impressão, optou-se por imprimir a moldação em partes. Só deste modo foi possível garantir necessária limpeza total anterior à fundição.<br />Novo material para moldações<br />Dadas as limitações encontradas no processo anterior para a obtenção da cabeça para o motor, optou-se por um novo material de moldação, o zp131® da ZCorp®.<br />Face à tecnologia anteriormente utilizada, este material (em conjunto com a impressora Z Corporation 301 Plus®) apresenta as seguintes vantagens para a obtenção desta peça em questão:<br />Maior precisão geométrica dos fundidos<br />Melhor acabamento superficial<br />Maior dureza das moldações antes da fundição<br />Boa colapsibilidade dos machos interiores após fundição<br />Como desvantagens temos:<br />Maior formação de gases (resultantes da combustão e libertação de humidade)<br />Impermeabilidade à saída de gases.<br />Primeiro teste de fundição<br />Primeira impressão<br />Tendo em conta em geometria do cacho, a moldação e separação da mesma é representada na Fig. 3.16. Podemos ver no Anexo B a moldação em detalhe.<br />Fig. 3.16 − Vista explodida do conjunto – primeiro teste<br />As figuras Fig. 3.17 até Fig. 3.19 mostram as peças impressas e alguns passos da montagem da moldação.<br />Fig. 3.17 − Macho da câmara de combustão (note-se o excepcional detalhe da impressão)<br />Fig. 3.18 − Parte da moldação com carapaça e dois meios-machos (esquerda); igual ao anterior mas com macho da câmara de combustão (direita)<br />A escolha dos planos de apartação também foi alvo de estudo. Dada a antecipação de elevada produção de gases e a impermeabilidade do material de moldação, estes planos permitiram que os gases tivessem saídas eficazes da cavidade moldante. <br />Fig. 3.19 − Machos montados (esquerda); Moldação montada (direita)<br />Liga de alumínio A413.0<br />A liga utilizada nos testes foi a A413.0 (primeira fusão). A sua composição química encontra-se na REF _Ref241562607 h Tabela 3.1.<br />Tabela 3.1 − Composição química típica da liga A413.0 (adaptado DAVIS, 2003)<br />ElementosSilícioFerroCobreManganêsMagnésioNíquelZincoChumboOutrosAlumínioPercentagem11,0 a 13,01,31,00,350,100,500,500,150,25Restante<br />Esta liga é recomendada para peças com elevado detalhe e parede finas. Também é caracterizada por ter boa resistência à corrosão, excelente fluidez e boa retenção de pressão das peças. Todas estas características são necessárias para a obtenção desta peça.<br />Afinador de grão<br />A liga mãe Al-5%Ti-1%B foi utilizada como afinador de grão. É vulgarmente utilizada esta liga mãe em ligas de alumínio-silício para melhoria das propriedades mecânicas do produto final. Usou-se 0,2% desta liga por massa da liga A413.0.<br />Modificador de grão<br />A liga mãe Al-5%Sr foi utilizada como modificador de grão. Ao adicionar esta liga dá-se a transformação do silício eutectóide de lamelar para fibroso, resultando na melhoria das propriedades mecânicas. Usou-se 0,3% desta liga por massa da liga A413.0.<br />Preparação da liga e fusão (primeira tentativa de fundição)<br />A liga foi fundida num forno de indução com um cadinho de SiC com diâmetro de 170 mm e uma altura de 180mm à temperatura de 730±10ºC. Trinta minutos após a completa fusão, foi desgaseificado por introdução de árgon no banho, durante 10 minutos, a 3,0 bar de pressão relativa. Foi então introduzido o afinador e modificador de grão. Após cinco minutos, foi retirada a escória, o banho agitado e vazou-se.<br />Vazamento<br />A moldação foi coberta a toda a volta com areia grossa e pequenas pedras soltas de modo a proteger quem efectuou o vazamento. O macho superior também cheio da mesma matéria para que, em caso de fuga ou ruptura deste, não entrasse metal na cavidade superior inviabilizando toda a peça (Fig. 3.20).<br />Fig. 3.20 − Moldação pronta a receber metal líquido<br />A combustão do zp131® e consequente libertação de gases de combustão, logo após o final do vazamento, foi muito intensa (Fig. 3.21).<br />Fig. 3.21 − Instante seguinte ao primeiro vazamento<br />Resultado do primeiro vazamento<br />Trinta minutos após o vazamento o cacho foi desmoldado sem grande dificuldade (Fig. 3.22).<br />Fig. 3.22 − Cacho obtido no primeiro teste<br />Defeitos encontrados <br />A partir da Fig. 3.23 pode-se concluir que os defeitos revelados provêm de:<br />Fig. 3.23 − Defeitos de fundição no primeiro teste<br />A: A massividade local permitiu que o metal continuasse líquido, ao contrário das finas paredes circundantes, dando origem ao rechupe. A posição do ataque contribuiu para o agravamento deste rechupe, aumentando a temperatura local, por passagem continuada de metal quente durante o enchimento;<br />B, E: A contracção deve-se à proximidade da massividade para apartação do colector;<br />C: Macho partido durante a montagem da moldação;<br />D: Retenção de gases e elevada proximidade entre machos;<br />F1, F2: Libertação de gases produzidos pelo macho da câmara de água;<br />G: Enchimento incompleto devido a um sistema de enchimento mal dimensionado;<br />H: Enchimento incompleto devido a retenção de gases, por saída mal dimensionada.<br />Calibração da simulação numérica<br />A simulação numérica foi calibrada de modo a reflectir, com proximidade aceitável, o resultado obtido da fundição.<br />Após a calibração, os resultados numéricos aproximam-se muito do resultado prático (Fig. 3.24).<br />Fig. 3.24 − Calibração da simulação numérica<br />Na Fig. 3.24 a) pode-se ver que o tempo de solidificação, a azul-escuro, é muito extenso (cerca de 11s) quando comparado ao tempo da zona branca adjacente (quase instantânea).<br />Na Fig. 3.24 b) pode-se ver a retenção de gases, a laranja, que representa o enchimento incompleto naquela zona. Repare-se ainda que os alimentadores os pontos com maior tempo de solidificação.<br />Segundo teste de fundição<br />Segundo desenho da cabeça de motor<br />Com o conhecimento adquirido nas tentativas anteriores, conceitos teóricos e simulações, foi alterado o desenho de CAD com o intuito de eliminar todos os problemas encontrados e, simultaneamente, melhorar a peça.<br />O risco de fuga de gases de dentro do cilindro é sempre um parâmetro importante a considerar no projecto de uma cabeça de motor. Dadas as elevadas pressões de combustão antecipadas, foi diminuída a distância dos parafusos (para aperto da cabeça ao cilindro) à câmara de combustão (de 23 x10-3m para 4,5 x10-3m - Fig. 3.25 assinalado a azul) de modo a garantir boa estanquicidade.<br />Foi diminuído o diâmetro dos parafusos da tampa das válvulas (de M6 para M4) visto não ser uma união de grande responsabilidade. Conseguiu-se assim uma redução de massa na cabeça e parafusos (Fig. 3.25 assinalado a verde).<br />Fig. 3.25 − Vista de baixo comparativa entre primeiro e segundo teste<br />Ao aproximar os parafusos da cabeça da câmara de combustão foi possível eliminar as massividades que causam os problemas de fundição anteriormente descritos (Fig. 3.26 assinalado a vermelho). As restantes massividades, no plano de apartação dos colectores, foram diminuídas para apenas uma parede de 3 x10-3m em redor das condutas e parafusos (Fig. 3.26 assinalado a azul).<br />Fig. 3.26 − Redução de massividades – primeiro teste à direita<br />O volume da câmara de água foi quase eliminado ao aproximar os parafusos da cabeça da câmara de combustão. Este volume foi então aumentado para maior homogeneidade e inércia térmica (Fig. 3.27 a azul). Ao aumentar as dimensões desta tornou-se evidente que se poderiam criar aberturas de ambos os lados (Fig. 3.25 assinalado a vermelho) com as seguintes vantagens: diminuição da massa da cabeça; maior saída de gases do macho interior durante a fundição; circulação de líquido refrigerante da cabeça para o cilindro facilitada. O aumento de volume desta foi de 103% (de 4,86 x10-5m3 para 9,99 x10-5m3). <br />Fig. 3.27 – Vistas em corte da câmara de água – segundo teste (cima-esquerda e baixo); primeiro teste (cima-direita)<br />Fig. 3.28 − Modificação de raio dos cantos − primeiro teste à esquerda<br />Quanto maior o volume da peça, maior é a quantidade de metal quente que passa pelos ataques, o que aumenta a temperatura local destes. Isto pode originar defeitos na peça. Aumentou-se o raio exterior nos cantos da peça, de modo a manter a espessura constante em toda a parede, diminuindo o volume de alumínio necessário e a massa da peça (Fig. 3.28 assinalado a vermelho).<br />Ao testar as válvulas na cabeça, foi revelado um erro de projecto - a distância entre a ponta da válvula e o assento da mola era insuficiente para o curso da válvula. Aumentou-se esta distância em 3x10-3m (Fig. 3.29 a azul).<br />Fig. 3.29 − Abaixamento dos assentos de molas − segundo teste a azul<br />Simulação numérica<br />Os resultados obtidos na simulação numérica do segundo teste de fundição indicaram uma peça sem defeitos logo na primeira simulação (com o alumínio líquido a 730ºC). Foram então testadas temperaturas sucessivamente mais baixas até 680ºC. <br />Embora, possivelmente, qualquer das temperaturas de vazamento simuladas desse origem ao resultado pretendido, foi escolhida a temperatura de 700ºC por ser aquela que apresentou menor disparidade de tempo de solidificação entre as várias zonas da peça ( REF _Ref245316559 h Fig. 3.30).<br />Fig. 3.30 − Previsões de: rechupes (cima); tempo de solidificação (baixo) – vazamento a 700 ºC<br />Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição <br />Dados os problemas encontrados no primeiro teste e os resultados da simulação numérica, o sistema de enchimento para o segundo teste foi modificado. As modificações foram: secção mínima do canal de descida duplicada; canal de descida convergente; maior bacia de vazamento; duplicação de número de ataques. Para manter a pressão metalostática no sistema de enchimento, a soma da área de secção dos ataques foi igualada à área de secção dos canais de distribuição. O escalonamento deste sistema foi 4; 2; 1 (Fig. 3.31).<br />Fig. 3.31 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do segundo teste<br />Cacho em CAD – segundo teste<br />A geometria final do segundo cacho é representada na Fig. 3.32.<br />Fig. 3.32 – Cacho virtual para o segundo teste<br />Impressão da segunda moldação<br />Tendo em consideração a geometria do cacho, a moldação e separação da mesma é representada na Fig. 3.33.<br />Fig. 3.33 − Vista explodida de conjunto – segundo teste<br />Para bem aproveitar as novas aberturas da câmara de água ( REF _Ref240973517 h Fig. 3.25), foram introduzidos orifícios no macho da câmara de água (Fig. 3.34 a vermelho) de modo a ser facilitada a extracção de gases. Note-se, na Fig. 3.34, os canais ao longo das condutas de admissão e escape para fácil remoção de gases.<br />Fig. 3.34 − Vistas de corte mostrando respiros de gases<br />Segundo teste de fundição<br />A liga utilizada para este teste foi a mesma que para o anterior. A preparação da liga para a segunda tentativa de fundição apenas difere da primeira nos seguintes parâmetros:<br />Forno de resistências<br />Temperatura: 700±10ºC<br />O material usado para a moldação provou ser resistente o suficiente para dispensar a areia em seu redor e também na cavidade do macho superior. Queria-se ter a maior facilidade possível para extracção de gases para o exterior. Utilizaram-se grampos para abraçar as partes constituintes da cavidade moldante ( REF _Ref245382112 h Fig. 3.35).<br />Fig. 3.35 − Segunda moldação com grampos<br />Resultados do segundo vazamento<br />Graças ao novo (e muito eficaz) sistema de enchimento, a velocidade do metal líquido aumentou fazendo com que este se elevasse cerca de 5 cm acima da moldação (Fig. 3.36 a vermelho) e preenchesse a cavidade do macho superior com cerca de 2 cm de alumínio (Fig. 3.37).<br />Fig. 3.36 − Instante seguinte ao segundo vazamento<br />Fig. 3.37 − Vistas de cima do enchimento indevido da cavidade do macho superior<br />Trinta minutos após o vazamento, o cacho foi desmoldado e limpo ( REF _Ref241056353 h Fig. 3.38). <br />Fig. 3.38 − Cacho obtido do segundo vazamento<br />A geometria de swirl apresentou excelente detalhe, como se pode apreciar na Fig. 3.39. Pode-se considerar uma importante (e necessária) evolução no fabrico da cabeça de motor.<br />Fig. 3.39 − Comparação entre o resultado de 2008 b), 2009 a) e c) e o desenho de CAD d) e e)<br />Defeitos encontrados <br />Os defeitos encontrados no segundo vazamento são mostrados nas Fig. 3.40 e REF _Ref245481560 h Fig. 3.42.<br />Fig. 3.40 – Geometria a obter (cima); Defeitos no segundo vazamento (baixo)<br />A porção de alumínio que preencheu indevidamente a cavidade (Fig. 3.37 e Fig. 3.41) foi a principal origem dos defeitos encontrados. <br />A parede superior da câmara de água, durante a solidificação da peça, manteve-se quente devido a essa porção de alumínio. Isto levou a que as paredes adjacentes solidificassem primeiro, dando origem aos rechupes encontrados o que se agravou pela produção de gases que não tiveram uma saída eficaz.<br />Ainda devido ao mesmo problema as paredes verticais, que incluem os apoios da árvore de cames, foram gravemente afectadas (redução de espessura e fissuração) também pela grande produção de gases.<br />Fig. 3.41 − Porção de alumínio responsável pelos defeitos encontrados<br />A câmara de combustão e condutas de admissão e escape sofreram distorção devido ao plano de apartação das moldações. Na REF _Ref245481560 h Fig. 3.42 são mostradas as medições A, B, C e D. A diferença de comprimento entre A-B e C-D é de 1x10-3m.<br />Fig. 3.42 − Distorção da câmara de combustão e condutas<br />Houve também um desalinhamento do mesmo plano de apartação, dando origem ao defeito mostrado na REF _Ref245549425 h Fig. 3.43.<br />Fig. 3.43 − Defeito na conduta de admissão<br />Terceiro teste de fundição<br />Terceiro desenho da cabeça de motor<br />Pelos problemas encontrados no segundo teste de fundição, surgiu a necessidade de fazer alterações ao desenho do cacho e moldações. As alterações efectuadas no desenho do cacho estão representadas na REF _Ref245493875 h Fig. 3.44. Assinaladas a negro, estão as nervuras criadas com o intuito de não permitirem a saída do alumínio líquido a grande velocidade como aconteceu no segundo vazamento. Criou-se um orifício (assinalado a verde) para mais fácil remoção do macho após o vazamento e escoamento de gases. Aumentaram-se os apoios dos balanceiros (a azul). Inclinou-se a parede superior da câmara de água (declive a vermelho; A = 5x10-3m) para guiar os gases produzidos até ao plano de apartação entre o macho da câmara de água e o superior ( REF _Ref245495767 h Fig. 3.45 assinalado a verde). <br />Fig. 3.44 − Modificações a cabeça – terceiro teste; vista de corte<br />A moldação foi modificada como mostra a REF _Ref245495767 h Fig. 3.45. Foi criado um deflector para o alumínio líquido ser escoado para fora da moldação e não encher a cavidade do macho superior (assinalado a vermelho). Foram também criados novos furos dentro do macho da câmara de água para permitirem o escoamento de gases do interior deste para fora (a azul).<br />Fig. 3.45 − Moldação em corte − terceiro teste de fundição<br />Por ter havido uma deformação da câmara de combustão e das condutas de admissão e escape no segundo vazamento, modificou-se uma das partes da moldação de modo a ter uma peça inteiriça ( REF _Ref245496471 h Fig. 3.46). Embora dificulte a limpeza do pó não-aglomerado, consideramos ser uma medida essencial para o aumento de qualidade do fundido.<br />Fig. 3.46 − Parte da moldação − terceiro teste de fundição<br />O sistema de enchimento e as sobreespessuras foram iguais às do segundo teste.<br />A preparação da liga e moldação foram iguais às do segundo teste.<br />Terceiro vazamento<br />O cacho obtido no terceiro vazamento é mostrado na REF _Ref245538427 h Fig. 3.47.<br />Fig. 3.47 − Cacho obtido no terceiro vazamento<br />Os defeitos encontrados nos apoios da árvore de cames do segundo vazamento não foram encontrados no terceiro, como mostra a REF _Ref245549558 h Fig. 3.48.<br /> <br /> <br />Fig. 3.48 − Comparação entre o segundo (esquerda) e o terceiro vazamento (direita)<br />Defeitos encontrados <br />Os defeitos encontrados, no terceiro vazamento, são mostrados na REF _Ref245548776 h Fig. 3.49. A parede superior foi novamente afectada, com maior intensidade neste vazamento. Embora apresente menos furos, a espessura final desta parede é muito pequena (tornando-a frágil). <br />Fig. 3.49 − Geometria a obter (cima); Defeitos no terceiro vazamento (baixo)<br />MOTOR ACTUAL<br />Cronologia desta parte do trabalho<br />01/01/2009 → 07/05/2009<br />Após desmontar e avaliar a degradação sofrida pelo motor durante as provas e testes no ano anterior, foram aplicados filmes finos a fim de restaurar as peças desgastadas até à sua especificação original.<br />Paralelamente, o novo pistão foi maquinado de modo a elevar a taxa de compressão e optimizar a câmara de combustão. As correcções para a temperatura de motor e do ar admitido foram efectuadas. O trabalho desenvolvido até aqui deu origem à especificação do motor denominada “Miller 21”.<br />Durante a prova alemã foram danificados o pistão, a cabeça de motor e o escape. O escape foi restaurado sem perda de função. Foram maquinados um segundo pistão e uma cabeça de motor, de modo grosseiro, a fim de se poder fazer a única tentativa válida.<br />15/06/2009 → 29/07/2009<br />A cambota foi maquinada para reduzir a sua inércia e as molas das válvulas testadas e seleccionadas. O trabalho desenvolvido até aqui deu origem à especificação do motor denominada “UMSpeed”. O motor foi então rodado, testado e optimizado. <br />No decorrer da prova inglesa foram testadas afinações de motor, embraiagem e estratégias de pilotagem. <br />Foi feita a caracterização do dinamómetro de inércia e dos principais componentes em movimento no motor e procedemos a novos testes. Daqui tiraram-se os valores de consumo específico apresentados.<br />Descrição do motor antes da modificação<br />Esta parte do trabalho tem como objectivo o aumento de eficiência energética do motor presente no EconomicUM. O motor actual, originalmente de uma scooter Honda®, tem sofrido constantes modificações desde o dia que foi adquirido. Todos os seus componentes foram modificados para lhes reduzir a massa, o atrito e ao aumentar a eficiência do motor no global.<br />Tal como no ano anterior, o motor foi desmontado para averiguar a condição dos componentes. Após completa desmontagem e limpeza, todas peças foram inspeccionadas e medidas para certificarmos de que ainda se encontravam dentro das especificações de funcionamento.<br />O pistão encontrava-se gravemente danificado, com a saia muito riscada, fissurada e diâmetro fora da especificação ( REF _Ref241642943 h Fig. 4.1).<br />Fig. 4.1 − Pistão 2008 danificado; fissura assinalada a azul<br />O cilindro apresentou desgaste, principalmente na área de contacto com a saia do pistão e riscos profundos. O seu diâmetro interno não se encontrava de acordo com a especificação ( REF _Ref241644386 h Fig. 4.2).<br />Fig. 4.2 − Cilindro 2008 danificado<br />As válvulas também apresentaram desgaste, embora ainda dentro da especificação de fábrica ( REF _Ref241648633 h Fig. 4.3). Contudo, a folga entre as válvulas e respectivas guias já não se encontraram dentro do intervalo previsto devido ao desgaste das guias.<br />Fig. 4.3 − Válvulas 2008<br />As restantes peças do motor encontraram-se dentro das especificações de fábrica.<br />Restauro do motor<br />Preparação de peças para revestimento com filmes finos<br />Foi decidido que se poderia recuperar o cilindro e válvulas com recurso a filmes finos. Estes filmes de baixo coeficiente de atrito são adequados para o efeito.<br />A boa adesão destes filmes às peças e a sua durabilidade depende muito da rugosidade superficial (deve ser tão baixa quanto possível). Todas as peças foram então polidas antes de serem revestidas como é mostrado nas REF _Ref241649233 h Fig. 4.4 e REF _Ref241649234 h Fig. 4.5.<br /> <br />Fig. 4.4 − Preparação do cilindro para revestimento (esquerda); cilindro polido (direita)<br />Apesar de não se terem conseguido retirar completamente todos os riscos (principalmente os mais profundos), o resultado do polimento do cilindro foi considerado aceitável.<br />Fig. 4.5 − Válvulas polidas<br />Usou-se um novo pistão, visto que não foi possível recuperar o anterior dado o seu mau estado. Tal como os componentes anteriores, este foi meticulosamente polido. Note-se, na REF _Ref241649729 h Fig. 4.6, o reflexo das letras na saia do pistão.<br /> <br />Fig. 4.6 − Comparação do acabamento da saia de fábrica (esquerda) e polida (direita)<br />O segmento de óleo, cavilhão e segmento de compressão também foram seleccionados para revestimento ( REF _Ref241649939 h Fig. 4.7).<br /> <br />Fig. 4.7 − Componentes novos prontos para revestir<br />Resultados dos revestimentos com filmes finos<br />Todos os componentes ferrosos foram revestidos com DLC e o pistão (de liga de alumínio-silício) foi revestido com Ni-PTFE®.<br />As peças na REF _Ref242618536 h Fig. 4.8 foram revestidas com sucesso, apresentando bom acabamento superficial e dimensões dentro das especificações do motor.<br /> <br />Fig. 4.8 − Peças novas revestidas<br />Como o cilindro apresentava dimensões fora da especificação, os filmes foram depositados com elevada espessura de modo a restaurar as folgas originais ( REF _Ref242619101 h Fig. 4.9). Sabendo que a espessura destes filmes é limitada (não se conseguiria diminuir o diâmetro interno do cilindro até ao pretendido), optou-se em aumentar o diâmetro do pistão, também através de filmes finos, para compensar. Foi obtida, com sucesso, a folga desejada entre os dois componentes.<br /> <br />Fig. 4.9 − Pistão e cilindro revestidos<br />Como o cilindro ainda apresentava alguns dos riscos resultantes do desgaste anterior, o revestimento do pistão foi rapidamente desgastado ( REF _Ref245498852 h Fig. 4.10).<br />Fig. 4.10 − Riscos na saia do pistão<br />Optimização do motor actual<br />Câmara de combustão de 2008<br />A geometria da câmara de combustão de 2008 foi estudada de modo a descobrir áreas a melhorar. Para medir com precisão a distância do pistão à cabeça e a espessura da área de squish utilizou-se plasticina. Encheu-se a câmara de combustão deste material, montou-se a cabeça de motor (com a junta respectiva e sem vela) e rodou-se a cambota em ambos os sentidos junto ao PMS. Conseguiu-se assim moldar a plasticina com a forma da câmara de combustão. Com um bisturi, cortou-se a plasticina e efectuaram-se as medições ( REF _Ref242362340 h Fig. 4.11).<br /> <br />Fig. 4.11 − Estudo da câmara de combustão de 2008<br />A principal área de squish é assinalada a vermelho na REF _Ref242362340 h Fig. 4.11. A espessura medida variava entre 0,75 x10-3m e 1,25 x10-3m. Assinalada a branco na mesma figura está a distância entre o pistão e a válvula de escape (cerca de 3 x10-3m).<br />Maquinagem de componentes para obter nova taxa de compressão<br />Para aumentar a taxa de compressão de 17:1 para 21:1 e optimizar a câmara de combustão maquinou-se um pistão, duas válvulas, uma cabeça de motor e um cilindro.<br /> <br />Fig. 4.12 – Comparação entre pistão novo e de 2008 (esquerda); maquinagem do pistão (direita)<br />Com base no pistão de 2008 ( REF _Ref242368098 h Fig. 4.12), modificou-se um pistão original a fim de obter uma geometria similar ( REF _Ref242355024 h Fig. 4.13 − direita). Seguidamente maquinou-se a superfície inferior do cilindro, por etapas, até obtermos um baixo volume da fenda do primeiro segmento, ao mesmo tempo que se diminuiu o volume da câmara de combustão até ao valor desejado. <br />O resultado das modificações descritas é o aumento da compacidade, da área de squish e a diminuição do volume de fendas.<br /> <br />Fig. 4.13 − Comparação entre áreas da câmara de combustão no pistão (coloridas) e maior distância da propagação de chama (linhas brancas)<br />O aumento de compacidade foi conseguido através da redução da área de transferência de calor da câmara de combustão em 34,9% (diferença entre a área a vermelho e a verde). A maior distância a percorrer pela frente de chama foi reduzida 2,7% ( REF _Ref242355024 h Fig. 4.13 – linhas brancas). <br />Aumentou-se a área de squish em 99,6% ( REF _Ref242355024 h Fig. 4.13 – diferença entre áreas não coloridas). A espessura da área de squish foi modificada (e controlada) durante este processo de modo a obter uma espessura uniforme de 0,3 x10-3m ( REF _Ref242618209 h Fig. 4.14). <br />Fig. 4.14 – Espessura da área de squish final<br />Foi diminuído o volume da fenda do pistão até ao primeiro segmento em 50%, por se ter diminuído a altura dessa fenda (de 1,5x10-3m para 0,75x10-3m; REF _Ref242618053 h Fig. 4.15).<br />Fig. 4.15 − Espessura do volume da fenda até ao primeiro segmento (A)<br />As arestas das válvulas de admissão e escape foram arredondadas de modo a minimizar o volume da fenda nestas zonas ( REF _Ref242365293 h Fig. 4.16).<br />Fig. 4.16 − Redução do volume da fenda da válvula; Antes (direita) e depois (esquerda)<br />A distância entre o pistão e a vela foi modificada para 1,5 x10-3m ( REF _Ref245498818 h Fig. 4.17). Esta dimensão foi pensada para garantir que o pistão não tocaria na vela e que não iria haver faísca para o pistão.<br />Fig. 4.17 − Distância da vela ao pistão no PMS<br />No decorrer desta maquinagem, percebeu-se que não seria possível aumentar a taxa de compressão para o valor pretendido sem destruir parcialmente a ranhura do primeiro segmento junto à vela. Para contornar esta situação maquinou-se a cabeça de motor para acomodar o pistão nesta zona, conseguindo com sucesso, o incremento de taxa de compressão sem prejudicar a optimização da câmara de combustão pretendida.<br />Cambota e roda dentada de arranque<br />A cambota foi maquinada para obter menor inércia de rotação. Retirou-se material principalmente na zona exterior, visto que o momento de inércia depende do raio de giração. <br />Fig. 4.18 − Cambota original (esquerda); cambota modificada (direita)<br />A maquinagem foi efectuada num torno de modo a retirar material uniformemente mantendo o equilíbrio original.<br />A roda dentada de arranque também foi muito modificada com o intuito de reduzir a inércia de rotação.<br />Equilibragem de motor<br />O motor foi equilibrado posteriormente às modificações. Por ser um motor monocilíndrico, a equilibragem foi feita com pistão, cavilhão e biela montados. Utilizaram-se duas réguas fio-de-cabelo para o efeito. <br />Isolamento térmico do motor<br />Durante as tentativas em pista em 2008, o isolamento térmico existente de Rockwool® provou ser insuficiente e pouco prático ( REF _Ref243914602 h Fig. 4.19). Este obrigava a iniciar as tentativas a uma temperatura bastante elevada para compensar o facto de o motor arrefecer rapidamente. Também obrigava a uma grande perda de tempo quando era necessário desmontar o motor, tendo ainda o inconveniente de que não podia ser totalmente reaproveitado.<br /> <br />Fig. 4.19 − Isolamento térmico do motor em 2008<br />Foi então desenvolvido um novo isolamento térmico. Pretendia-se que tivesse as seguintes características:<br />Desmontável<br />Duradouro<br />Bom desempenho térmico<br />Leve<br />Rígido para tapar partes móveis (roda dentada de arranque e embraiagem)<br />Foi escolhido o poliestireno extrudido de alta densidade por apresentar todas as características especificadas. Este material foi cortado, esculpido e colado para formar quatro grandes peças.<br />Visto que a gasolina dissolve este material com relativa facilidade, optou-se por revestir exteriormente o isolamento com folha de alumínio para impermeabilizar contra possíveis derrames ( REF _Ref245921433 h Fig. 4.20).<br /> <br />Fig. 4.20 − Aspecto final do novo isolamento térmico<br />Tendo o cuidado de tapar todos os orifícios e planos de apartação das quatro peças do isolamento, foi possível aquecer o motor mais rapidamente que em 2008 e manter o motor numa gama de temperatura constante.<br />Dinamómetro de inércia e sua caracterização<br />Um dinamómetro de inércia consiste simplesmente num conjunto de massas que são obrigadas a rodar pelo motor. O motor pode ser ligado directamente ao dinamómetro ou a(s) roda(s) motriz(es) do veículo pode(m) ser colocada(s) sobre o dinamómetro. Visto que o motor do EconomicUM apenas funciona em regime de aceleração faz todo o sentido usar este tipo de dinamómetro (adaptado MARTINS, 2006). Por razões de ordem prática, coloca-se o EconomicUM sobre o dinamómetro. Sabendo a inércia das massas em movimento, é possível calcular a quantidade de energia que tem de se fornecer a essas massas para fazer variar a sua velocidade. Comparando esta energia com o consumo de combustível, podemos calcular a eficiência do motor.<br />Até ao presente trabalho, todos os cálculos de rendimento haviam utilizado um valor aproximado da inércia de rotação do dinamómetro e não havia sido contabilizada a inércia das peças em movimento no motor. Existia, então, a necessidade de quantificar com maior rigor estas inércias de modo a obter resultados de consumo mais fidedignos. As perdas mecânicas descritas não também haviam sido caracterizadas.<br />Então, para obter valores reais de eficiência e de consumo específico (em dinamómetro de inércia) foi necessário saber:<br />Inércia dos principais componentes:<br />Cambota e biela (rotação); Roda dentada de arranque; Embraiagem<br />Pistão, biela, cavilhão e segmentos (translação)<br />Roda traseira do carro (jante, pneu e cremalheira)<br />Roda do dinamómetro<br />Perdas mecânicas desde o motor até ao dinamómetro:<br />Transmissão (corrente de rolos)<br />Atrito de rolamento e dos rolamentos<br />Perdas mecânicas associadas ao dinamómetro<br />Para as perdas de rendimento pela transmissão (corrente de rolos), considerou-se a equação teórica (HATHAWAY, 2000):<br /> (4.1)<br />em que:<br /> − rendimento total da transmissão<br /> − rendimento máximo de uma corrente de rolos<br />R – relação de transmissão <br />Inércia das principais peças<br />Cambotas, biela, rodas dentadas de arranque, embraiagem, roda traseira e roda do dinamómetro de inércia foram desenhadas em CAD para determinar o seu peso equivalente ( REF _Ref245566769 h Fig. 4.21 e REF _Ref245463927 h Fig. 4.22). As peças reais foram medidas e pesadas de modo a maximizar a precisão do desenho virtual e os resultados daí obtidos.<br />Fig. 4.21 − Cambotas com roda dentada de arranque e embraiagem: 2008 (esquerda); 2009 (direita); 2010 (baixo) <br />Fig. 4.22 – Da esquerda para direita: biela; roda traseira com cremalheira de transmissão; roda do dinamómetro de inércia em CAD<br />Os resultados de peso equivalente das principais peças em movimento da investigação teórico-prática estão representados na REF _Ref245580635 h Tabela 4.1.<br />Com o recurso a operações de torneamento e fresagem no presente ano, foi possível diminuir o peso e inércia de rotação da cambota e roda dentada de arranque. Retirou-se, no conjunto destes dois componentes, 287,1 g. Como se tratam de peças em rotação, o seu peso equivalente diminuiu 1023,2 g ( REF _Ref245580635 h Tabela 4.1). Durante as acelerações, isto equivale a retirar 1310,3 g ao EconomicUM.<br />Tabela 4.1 − Peso equivalente de peças em movimento para testes em dinamómetro de inércia<br />200820092010Peças (rotação)Inércia (g.m2)Peso equivalente (g)Peças (rotação)Inércia (g.m2)Peso equivalente (g)Peças (rotação)Inércia (g.m2)Peso equivalente (g)Cambota + roda dentada de arranque1,553377,92Cambota + roda dentada de arranque1,082354,70Cambota + roda dentada de arranque0,861871,52Embraiagem0,511104,11Embraiagem0,511104,11Embraiagem0,511104,11Biela (rotação)0,0369,54Biela (rotação)0,0369,54Biela (rotação)0,0369,54Pneu + Jante + Cremalheira transmissão40,20648,36Pneu + Jante + Cremalheira transmissão40,20648,36Pneu + Jante + Cremalheira transmissão40,20648,36Roda de inércia7349,0060509,38Roda de inércia7349,0060509,38Roda de inércia7349,0060509,38Peças (translação)Inércia (g) Peças (translação)Inércia (g) Peças (translação)Inércia (g) Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)72,7931,22Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)72,7931,22Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)72,7931,22 Total65740,53 Total64717,31 Total64234,13<br />Para as próximas competições, é apresentada uma possível redução de massa da cambota na REF _Ref245583678 h Fig. 4.23. Poderá ser retirado 203 g de massa à cambota e 483,2 g ao peso equivalente ( REF _Ref245580635 h Tabela 4.1), dando um total de 686,2 g durante as acelerações. <br />Esta redução de peso apresenta assimetria (lado embraiagem – lado cremalheira) porque se quis manter intacta a zona de introdução de óleo do lado da embraiagem. Contudo, mantém-se a simetria em torno do eixo de rotação e a equilibragem da peça.<br /> <br />Fig. 4.23 – Proposta de redução de massa para cambota 2010<br />Velocidade de rotação do motor<br />O cálculo de rendimento do motor é feito com base na quantidade de energia gasta a acelerar os componentes da velocidade inicial até à final. Para saber as velocidades de rotação dos componentes do motor (e do dinamómet

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