UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
INVESTIGAÇÃO DO FENÔMENO DE
PRÉ-IGNIÇÃO A BAIXAS VELOCIDADES EM
MOTOR DE IGNIÇÃO POR CENTELHA
VITOR ALVARENGA TORRES
Belo Horizonte, 09 de Janeiro de 2018
Vitor Alvarenga Torres
Investigação do fenômeno de pré-ignição a baixas
velocidades em motor de ignição por centelha
Dissertação apresentada como requisito par-
cial para obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica pelo Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da Uni-
versidade Federal de Minas Gerais.
Universidade Federal de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Orientador: Dr. Ramón Molina Valle
Coorientador: Dr. José Guilherme Coelho Baêta
Belo Horizonte
2018
Vitor Alvarenga Torres
Investigação do fenômeno de pré-ignição a baixas velocidades em motor de ignição
por centelha/ Vitor Alvarenga Torres. – Belo Horizonte, 2018
94 p. : il. (algumas color.) ; 30 cm.
Orientador: Dr. Ramón Molina Valle
Coorientador: Dr. José Guilherme Coelho Baêta
Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, 2018.
1. Motor de combustão interna. 2. Pré-ignição. 3. Detonação. 4. Superknock.
I. Dr. Ramon Molina Valle. II. Dr. José Guilherme Coelho Baêta III. Universidade
Federal de Minas Gerais. IV. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
V. Investigação do fenômeno de pré-ignição a baixas velocidades em motor de ignição
por centelha
Vitor Alvarenga Torres
Investigação do fenômeno de pré-ignição a baixas
velocidades em motor de ignição por centelha
Dissertação apresentada como requisito par-
cial para obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica pelo Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da Uni-
versidade Federal de Minas Gerais.
Trabalho aprovado. Belo Horizonte, 09 de Janeiro de 2018:
Dr. Ramón Molina Valle
Orientador
Dr. José Guilherme Coelho Baêta
Coorientador
Dr. Fabrício José Pacheco Pujatti
Examinador
Dr. Rogério Jorge Amorim
Examinador
Belo Horizonte
2018
Agradecimentos
Gostaria de agradecer primeiramente à minha família, em especial aos meus pais,
Patrícia e Artur, por todo o suporte dado não só durante a elaboração deste trabalho, mas
ao longo de toda a minha vida.
Ao Professor Ramón, por acreditar no meu potencial e me orientar durante a
elaboração do trabalho, e ao Professor Baêta, pelos conselhos e pelo conhecimento com-
partilhado.
Ao tutores da FCA, Heder Fernandes e Gustavo Hindi, pela oportunidade dada,
pela orientação e pelo auxílio prestado durante todo o projeto.
Ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal
de Minas Gerais, pela oportunidade dada.
À Fiat Chrysler Automobiles, pela oportunidade e pelo suporte técnico e financeiro
dado ao projeto.
À equipe de engenharia de calibração da FCA: Igor, Charles, Lucas, Wander-
son, Venício e Raphael; pelo apoio técnico dado, pelo acolhimento e pelas discussões
enriquecedoras.
Aos técnicos Agnaldo e Enilton, pela companhia, paciência, competência e presteza
no desenvolvimento do projeto.
Aos colegas do Programa de Pós-Graduação, do CTM, e da Residência Tecnológica
pela amizade e pelo companheirismo.
À Marina, pelo amor, carinho, apoio e paciência.
Aos meus amigos – vocês sabem quem são – que sempre estiveram lá por mim nos
momentos de necessidade.
Resumo
A pré-ignição a baixas velocidades (LSPI, do inglês Low-Speed-Pre-Ignition) representa
um grande desafio no desenvolvimento de motores de combustão interna menores e
mais eficientes. Suas causas e os mecanismos relacionados a ela não são completamente
conhecidos e a literatura consultada indica resultados diferentes para cada motor. Com
o objetivo de avaliar a influência de parâmetros de calibração e operação do motor na
ocorrência de LSPI e buscar soluções potenciais para o motor utilizado, uma metodologia
para a investigação do fenômeno é desenvolvida, utilizando a análise de dados de pressão
indicada para avaliar a ocorrência e a intensidade da LSPI combinada com a análise da
intensidade de luz dentro do cilindro durante a combustão para definir as regiões de maior
ocorrência de fenômenos de combustão anormal. Neste trabalho utilizou-se um motor
flex 1.0L, com ignição por centelha, naturalmente aspirado, com injeção no pórtico e
razão volumétrica de compressão de 13:1. Os dados obtidos fornecem forte evidência do
mecanismo causador da LSPI e a distribuição espacial da combustão permite a avaliação
de mudanças no projeto da câmara de combustão, dos dutos de admissão, das válvulas e do
mapa de operação das mesmas. Orientações para a interpretação dos resultados dos testes
também são apresentadas. A facilidade de instrumentação e de montagem do equipamento
tornam esta metodologia útil para o diagnóstico da pré-ignição em uma grande variedade
de motores, tanto comerciais quanto experimentais. Os resultados obtidos indicam uma
maior influência da variação da temperatura do fluido de arrefecimento na ocorrência e
intensidade da LSPI. Conclui-se que a presença de pontos quentes na câmara de combustão
é o principal mecanismo causador da LSPI no motor utilizado, e que a cinética química da
mistura também tem papel importante na ocorrência da combustão anormal.
Palavras-chave: Motor de combustão interna. Pré-ignição. Detonação. Superknock.
Abstract
Low-speed-pre-ignition (LSPI) presents a great challenge for developing smaller, more
efficient internal combustion engines. Its causes and related mechanisms are not yet
fully understood and the literature review indicates varying results for each particular
engine. With the objective of assessing the influence of calibration and operation engine
parameters on the occurrance of LSPI and searching for potential solutions, a methodology
for investigating the phenomenon is developed, using indicated pressure data in order to
evaluate LSPI occurrance and intensity paired with in-cylinder light intensity analysis
during combustion in order to define the regions of higher occurance of abnormal combustion
phenomena. For the purposes of this work, a naturally aspirated, flex-fuel 1.0L SI PFI
engine with a compression ratio of 13:1 was used. The given data yields good evidence of
the main mechanism causing LSPI and the spatial analysis allows the evaluation of possible
modifications to the combustion chamber, intake manifolds, valve design and valve event
maps. Guidelines for result interpretation are also presented. The ease of instrumentation
and test-bed setup makes this methodology useful for pre-ignition diagnosis in a broad
variety of engines, both commercial and experimental. The obtained results indicate that
altering the cooling fluid temperature has the largest influence on LSPI occurrance and
intensity. It is concluded that the presence of hotspots on the combustion chamber is the
main mechanism causing LSPI in the test engine, and that the kinetic chemistry of the
mixture also plays an important role in abnormal combustion occurance.
Keywords: Internal Combustion Engine. Pre-ignition. Detonation. Superknock.
Lista de ilustrações
Figura 1 – Ilustração esquemática do funcionamento de um motor SI quatro tempos. 20
Figura 2 – Detalhamento de sistemas de injeção. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
Figura 3 – Vela instrumentada com cabos de fibra óptica para medição de lumino-
sidade dentro do cilindro. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
Figura 4 – Exemplo do sinal de intensidade de luz de uma combustão difusa. . . . 26
Figura 5 – Exemplo do sinal de intensidade de luz de uma pré-ignição. . . . . . . . 27
Figura 6 – Diferença entre uma combustão normal, knock e superknock. . . . . . . 30
Figura 7 – Pré-ignição resultando num regime de deflagração a detonação. . . . . 31
Figura 8 – Furo para posicionamento do sensor de pressão. . . . . . . . . . . . . . 39
Figura 9 – Fluxograma para análise e diagnóstico de LSPI num motor. . . . . . . 40
Figura 10 – Bancada de testes instrumentada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
Figura 11 – Vista detalhada da instrumentação. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
Figura 12 – Outra vista detalhada da instrumentação. . . . . . . . . . . . . . . . . 46
Figura 13 – Posicionamento da vela instrumentada no cabeçote. . . . . . . . . . . . 46
Figura 14 – Ambiente de operação da bancada de testes. . . . . . . . . . . . . . . . 48
Figura 15 – Numeração das fibras ópticas da vela instrumentada, sua distribuição
geométrica e seu posicionamento na câmara de combustão. . . . . . . . 50
Figura 16 – Valores de pressão máxima em função da temperatura do fluido de
arrefecimento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
Figura 17 – Valores de rampa máxima de pressão em função da temperatura do
fluido de arrefecimento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
Figura 18 – Valores de ângulo de início da combustão em função da temperatura do
fluido de arrefecimento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
Figura 19 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de temperatura do fluido de arrefecimento. . . . . . . . . 55
Figura 20 – Exemplo de combustão para o ponto de medição base (TH2O = 90◦C). 56
Figura 21 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 1 (TH2O = 40◦C). . . 56
Figura 22 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 2 (TH2O = 110◦C). . . 57
Figura 23 – Exemplo de combustão para o ponto de medição base com ηSP = 0,64. 57
Figura 24 – Valores de pressão máxima em função da temperatura do ar no coletor. 58
Figura 25 – Valores de rampa máxima de pressão em função da temperatura do ar
no coletor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
Figura 26 – Valores de ângulo de início da combustão em função da temperatura do
ar no coletor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
Figura 27 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de temperatura do ar no coletor. . . . . . . . . . . . . . 60
Figura 28 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 3 (TAR = 20◦C). . . . 60
Figura 29 – Valores de pressão máxima em função do avanço da centelha. . . . . . 61
Figura 30 – Valores de rampa máxima de pressão em função do avanço da centelha. 62
Figura 31 – Valores de ângulo de início da combustão em função do avanço da
centelha. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
Figura 32 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de avanço da centelha. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
Figura 33 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 4 (AC = 0 CAD). . . 64
Figura 34 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 5 (AC = 4 CAD). . . 64
Figura 35 – Valores de pressão máxima em função da velocidade de rotação do eixo. 65
Figura 36 – Valores de rampa máxima de pressão em função da velocidade de rotação
do eixo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
Figura 37 – Valores de ângulo de início da combustão em função da velocidade de
rotação do eixo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
Figura 38 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de velocidade de rotação de eixo. . . . . . . . . . . . . . 67
Figura 39 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 6 (n = 700 rpm). . . . 68
Figura 40 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 7 (n = 900 rpm). . . . 68
Figura 41 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 8 (n = 1000 rpm). . . 69
Figura 42 – Valores de pressão máxima em função fase de injeção. . . . . . . . . . . 70
Figura 43 – Valores de rampa máxima de pressão em função da fase de injeção. . . 70
Figura 44 – Valores de ângulo de início da combustão em função da fase de injeção. 71
Figura 45 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de fase de injeção. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71
Figura 46 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 9 (Fase = 350 CAD). 72
Figura 47 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 10 (Fase = 320 CAD). 72
Figura 48 – Valores de pressão máxima em função da razão relativa ar/combustível. 73
Figura 49 – Valores de rampa máxima de pressão em função da razão relativa
ar/combustível. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
Figura 50 – Valores de ângulo de início da combustão em função da razão relativa
ar/combustível. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
Figura 51 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para dife-
rentes valores de razão relativa ar/combustível. . . . . . . . . . . . . . 75
Figura 52 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 11 (λ = 0,9). . . . . . 76
Figura 53 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 12 (λ = 0,8). . . . . . 76
Figura 54 – Probabilidade de início da combustão para todos os pontos de medição. 78
Figura 55 – Regiões da câmara de combustão com maior ocorrência de LSPI . . . . 80
Figura 56 – Exemplo de gráfico Pressão x CAD para um ciclo de LSPI. . . . . . . . 81
Figura 57 – Múltiplos pontos de LSPI num mesmo ciclo. . . . . . . . . . . . . . . . 81
Figura 58 – Curvas de potência e torque máximos por velocidade de rotação de eixo. 91
Figura 59 – Resultado da análise de combustível. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93
Figura 60 – Continuação do resultado da análise de combustível. . . . . . . . . . . 94
Lista de tabelas
Tabela 1 – Resumo da literatura revisada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
Tabela 2 – Especificações técnicas do motor utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . 38
Tabela 3 – Valores das variáveis controladas para cada ponto de medição. . . . . . 42
Tabela 4 – Orientações para análise de dados e caracterização da LSPI e seus
mecanismos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
Tabela 5 – Especificações técnicas da instrumentação e suas incertezas. . . . . . . 47
Tabela 6 – Resumo dos dados obtidos pela análise da pressão indicada. . . . . . . 77
Tabela 7 – Especificação do amaciamento do motor. . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
Lista de abreviaturas e siglas
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
AC Avanço de Centelha
CAD Do inglês “Crank Angle Degree” – Grau de Ângulo do Eixo Virabrequim
CFD Do inglês “Computational Fluid Dynamics” – Dinâmica dos Fluidos
Computacional
DI Do inglês “Direct Injection” – Injeção Direta
EGR Recirculação dos Gases de Exaustão
FMQ Fração de Massa Queimada
LSPI Do inglês “Low Speed Pre-Ignition” – Pré-Ignição a Baixas Velocidades
MCI Motor de Combustão Interna
MON Do inglês “Motor Octane Number” – Número de Octanos do Motor
PFI Do inglês “Port Fuel Injection” – Injeção de Combustível no Pórtico
PI Pré-Ignição
PME Pressão Média Efetiva
PMF Pressão Média de Freio
PMI Ponto Morto Inferior
aPMS Antes do Ponto Morto Superior
PMS Ponto Morto Superior
dPMS Depois do Ponto Morto Superior
PP Pressão de Pico
RON Do inglês “Research Octane Number” – Número de Octanos de Pesquisa
SI Do inglês “Spark Ignition” – Ignição por Centelha
TLC Taxa de Liberação de Calor
Lista de símbolos
Letras romanas
B Diâmetro do cilindro [cm]
l Comprimento da biela [cm]
a Raio da manivela [cm]
c Velocidade do som [m/s]
CP Calor específico a pressão constante [J/kg.K]
CV Calor específico a volume constante [J/kg.K]
DCJ Velocidade de detonação de Chapman-Jouguet [m/s]
m Massa de mistura dentro do cilindro [kg]
mar Massa de ar admitida [kg]
mcomb Massa de combustível admitida [kg]
R Constante universal dos gases [J/mol.K]
p Pressão [bar]
PCI Poder Calorífico Inferior [kJ/kg]
PMAX,MAX Pressão máxima [bar]
PMAX,MED Pressão máxima média [bar]
RMAX Rampa máxima de pressão [bar/CAD]
AVIG Tempo de início da combustão [CAD]
Qa Calor liberado [W]
Qat Calor total liberado [W]
T Temperatura [K]
n Velocidade de rotação do eixo virabrequim [rpm]
nR Número de voltas do pistão por ciclo do motor [-]
uf Velocidade de propagação de chama [m/s]
usp Velocidade de onda da reação espontânea [m/s]
V Volume [cm3]
Vcc Volume da câmara de combustão [cm3]
Vd Volume deslocado pelo pistão [cm3]
P Potência [kW]
Letras gregas
λ Razão relativa ar/combustível [-]
 Razão volumétrica de compressão [-]
η Eficiência [-]
ηV Eficiência volumétrica [-]
ηSP Eficiência volumétrica corrigida [-]
ρ Massa específica [kg/m3]
µR Mediana [-]
∆2µR Desvio absoluto da mediana [-]
κ Coeficiente politrópico de compressão/expansão para um fluído real [-]
γ Coeficiente adiabático de expansão para um gás ideal [-]
θ Ângulo do eixo virabrequim [◦]
τ Torque [N.m]
Sumário
1 INTRODUÇÃO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
1.1 Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.1 Motores de combustão interna . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.1.1 Conceitos importantes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.1.1.1 Razão de equivalência ar/combustível . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.1.1.2 Eficiência térmica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.1.1.3 Eficiência volumétrica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.2 Análise da combustão por meio da pressão indicada e modelos ter-
modinâmicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.2.1 Pressão média efetiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.2.2 Temperatura dentro da câmara de combustão . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.2.3 Taxa de liberação de calor (TLC) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
2.2.4 Fração de Massa Queimada (FMQ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
2.3 Análise da combustão por meio da intensidade de luz . . . . . . . . 25
2.4 Processos de combustão anormal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
2.4.1 Pré-ignição a baixas velocidades (LSPI) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
2.4.1.1 Conceitos básicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
2.4.1.2 Estado da arte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
2.5 Detecção e tratamento estatístico de fenômenos de combustão
anormal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
2.6 Considerações finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
3 METODOLOGIA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.1 Escolha e preparação do motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.2 Procedimento para análise da pré-ignição . . . . . . . . . . . . . . . . 39
3.3 Bancada de testes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
3.4 Realização dos experimentos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
3.5 Tratamento dos dados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
4.1 Variação da temperatura do fluido de arrefecimento . . . . . . . . . 52
4.2 Variação da temperatura do ar no coletor . . . . . . . . . . . . . . . 58
4.3 Variação do avanço da centelha . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61
4.4 Variação da velocidade de rotação do motor . . . . . . . . . . . . . . 65
4.5 Variação da fase de injeção . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
4.6 Variação da razão relativa ar/combustível . . . . . . . . . . . . . . . 73
4.7 Resumo dos resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77
4.8 Possíveis medidas mitigadoras da LSPI . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
5 CONCLUSÃO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83
6 TRABALHOS FUTUROS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85
REFERÊNCIAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86
APÊNDICES 89
APÊNDICE A – AMACIAMENTO DOMOTOR DE TESTE E CUR-
VAS LEVANTADAS . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
ANEXOS 92
ANEXO A – ANÁLISE DO COMBUSTÍVEL UTILIZADO . . . . . 93
16
1 Introdução
A necessidade de redução de emissões de gases causadores do efeito estufa tem
levado os fabricantes de veículos automotores à busca por motores mais eficientes e que
consumam menos combustível. Dentre os esforços recentes no sentido de reduzir as emissões
destacam-se as recentes mudanças nos limites de emissões nos mercados europeu e norte-
americano (CRIPPA et al., 2016; SKEETE, 2017) e o Acordo de Paris sob a Convenção
de Mudanças Climáticas das Nações Unidas, assinado em 2015.
No Brasil, destaca-se o programa do Governo Federal INOVAR AUTO, criado
em Abril de 2012 com a finalidade de estimular a pesquisa e o desenvolvimento de
tecnologias automotivas no país, viabilizando parcerias entre universidades e montadoras
e aumentando a competitividade da indústria nacional em um mercado cada vez mais
evoluído (SILVA; FILHO; CASIMIRO, 2013; LAIGNIER et al., 2016). O programa obteve
resultados positivos quanto ao aumento da eficiência energética dos veículos e redução
de emissões (MORAES; MACHADO, 2015). Uma segunda fase do programa está em
desenvolvimento atualmente, com foco ainda maior na redução de emissões e impactos
ambientais causados pelos veículos.
Dentre as estratégias mais utilizadas visando a redução de emissões estão o aumento
da razão volumétrica de compressão do motor – que resulta num aumento da eficiência
térmica (HEYWOOD, 1988) – e a redução do volume deslocado pelos pistões, mais
conhecida como downsizing – que resulta num menor consumo de combustível por ciclo
(BANDEL et al., 2006). Nesta, é comum a sobrealimentação do motor a fim de aumentar
a pressão dentro do cilindro e compensar a perda de potência em função do menor volume
deslocado. (FRASER et al., 2009; ZACCARDI; DUVAL; PAGOT, 2009).
Para qualquer uma das estratégias utilizadas, uma das maiores limitações é a
ocorrência de queima irregular do combustível. As altas temperaturas e pressões às quais
a mistura não queimada é submetida pode resultar na auto-ignição da mesma, criando
uma ou mais frentes de chama concorrentes e ondas de pressão capazes de causar danos
significativos ao motor (HEYWOOD, 1988).
Especialmente importante é a pré-ignição a baixas velocidades (do inglês low
speed pre-ignition ou LSPI), que ocorre quando uma frente de chama surge antes da
centelha, normalmente em função do aquecimento da mistura ar-combustível em regiões
de temperatura muito elevada, chamadas hotspots – e.g. o eletrodo da vela – ou devido
à presença de contaminantes com baixa resistência à autoignição – e.g. acúmulo de soot
proveniente da queima incompleta da mistura ou de gotículas de óleo lubrificante que se
desprendem da parede do cilindro (WILLAND et al., 2009; ZACCARDI; ESCUDIE, 2014;
Capítulo 1. Introdução 17
WANG et al., 2015), em condições de baixas velocidades de rotação e alta carga.
Os fatores que contribuem para maiores taxas de LSPI têm sido alvo de estudos
recentes, mas os mecanismos causadores ainda não são completamente compreendidos. Mo-
tores com altas razões volumétricas de compressão ou altas pressões médias efetivas podem
apresentar esse tipo de combustão anormal devido às condições critícas de temperatura e
pressão dentro do cilindro. Pesquisas indicam forte relação da composição do combustível
com a ocorrência de pré-ignição, mesmo em misturas com valores equivalentes de RON e
pontos de ebulição próximos (AMANN; MEHTA; ALGER, 2011). Há também indícios que
a composição dos óleos lubrificantes utilizados tem correlação com a pré-ignição, sendo os
óleos ricos em cálcio associados a maiores índices de queima irregular. (DINGLE et al.,
2014; WELLING et al., 2014; KUTI et al., 2015).
A literatura consultada indica forte influência do motor utilizado na ocorrência
desse tipo de combustão anormal, e as atuais estratégias para mitigação do problema são
limitadas e normalmente envolvem a redução do avanço de ignição, o uso de misturas ricas
e/ou a limitação da carga por meio do fechamento parcial da válvula borboleta, o que
contrasta com a inicial busca por maiores eficiências e menor consumo de combustível. Este
trabalho visa investigar as causas da LSPI em um motor comercial específico e, por meio
das conclusões obtidas, contribuir para a melhor compreensão do fenômeno e buscar uma
estratégia diferente para a redução de sua ocorrência neste motor e em projetos futuros,
assim como servir de base teórica para aqueles que por ocasião possam se ver diante de
problemas semelhantes.
1.1 Objetivos
O objetivo geral deste trabalho é investigar a LSPI em um motor naturalmente
aspirado com ignição por centelha e alta razão volumétrica de compressão. Para tal, são
realizados testes em uma bancada de dinamômetro instrumentada, a fim de caracterizar os
aspectos termodinâmicos da combustão irregular. Como objetivos específicos do trabalho
destacam-se:
• Elaborar uma metodologia de estudo da LSPI utilizando dados de pressão indicada
e intensidade de luz para o diagnóstico de motores de combustão interna.
• Avaliar a influência de parâmetros relativos à calibração e operação do motor na
taxa de ocorrência de LSPI, especificamente: o avanço da ignição, a fase da injeção
de combustível, a razão de equivalência ar/combustível, a velocidade de rotação do
eixo virabrequim, a temperatura do ar no coletor de admissão e a temperatura do
fluido de arrefecimento;
Capítulo 1. Introdução 18
• Determinar a região da câmara de combustão com maior incidência de LSPI por
meio da análise da intensidade de luz dentro do cilindro;
• Determinar quais os mecanismos causadores da LSPI no motor utilizado;
• Sugerir modificações no motor utilizado a fim de mitigar a ocorrência da LSPI;
19
2 Revisão bibliográfica
Neste capítulo serão apresentados conceitos básicos relativos aos motores de com-
bustão interna, combustão, combustão anormal, pré-ignição, técnicas para análise de
combustão e uma revisão do estado da arte sobre o tema da pré-ignição a baixas velocida-
des.
2.1 Motores de combustão interna
Desde a segunda metade do século XIX, os motores de combustão interna têm sido
largamente utilizados na transformação de energia química em energia cinética de eixo,
seja para fins de locomoção ou de geração de eletricidade (REIF, 2014). Especialmente
populares são os motores de ignição por centelha (SI ou Spark Ignition), amplamente
utilizados na indústria automobilística. Nestes, a ignição e consequente propagação da
frente de chama no cilindro se dá por meio da queima localizada do combustível no ponto
de centelha – um arco elétrico de breve duração, gerado pela vela pouco antes da chegada
do pistão ao seu ponto morto superior. A Figura 1 ilustra o ciclo de um cilindro num
motor SI com injeção no pórtico de quatro tempos, sendo eles:
• Admissão: abertura da válvula de admissão e entrada da mistura ar/combustível no
cilindro;
• Compressão: fechamento da válvula de admissão e compressão da mistura ar com-
bustível;
• Combustão/Expansão: queima da mistura ar/combustível após a ignição pela cente-
lha. Transmissão do trabalho gerado pela expansão da mistura ao eixo;
• Exaustão: abertura da válvula de exaustão e expulsão dos gases residuais da com-
bustão.
Nos motores do tipo SI, a injeção de combustível pode ser feita no coletor de
admissão, onde ocorre a mistura com o ar de forma homogênea antes da entrada no
cilindro pela válvula de admissão (injeção no pórtico, ou PFI), ou de forma direta, dentro
do cilindro após a admissão do ar na câmara de combustão (injeção direta, ou DI). Neste
caso, a mistura ar/combustível pode ser homogênea ou estratificada. A Figura 2 apresenta
de forma esquemática a diferença entre os dois mecanismos de injeção.
Os recentes desenvolvimentos tecnológicos na área de combustíveis e motores têm
tornado possível o uso de motores com maiores razões volumétricas de compressão, sendo
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 20
Figura 1 – Ilustração esquemática do funcionamento de um motor SI quatro tempos.
Legenda: a – Admissão; b – Compressão; c – Combustão; d – Exaustão; 1 – Eixo de comando da exaustão;
2 – Vela; 3 – Eixo de comando da admissão; 4 – Injetor; 5 – Válvula de admissão; 6 – Válvula de exaustão;
7 – Câmara de combustão; 8 – Pistão; 9 – Cilindro; 10 – Biela; 11 – Eixo Virabrequim; M – Torque, α –
Ângulo do eixo virabrequim; VCC – Volume da câmara de combustão; VD – Volume deslocado pelo pistão.
Fonte: Reif (2014). Figura adaptada pelo autor.
Figura 2 – Detalhamento de sistemas de injeção.
Legenda: (a) PFI com mistura homogênea e (b) DI com mistura estratificada. Fonte: Reif (2014). Figura
adaptada pelo autor.
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 21
comum o uso de DI a fim de reduzir o consumo de combustível e os níveis de emissões,
normalmente em conjunto com turbocompressores a fim de aumentar a massa de ar
introduzida no cilindro. Entretanto, os motores do tipo PFI ainda representam uma
parcela grande do mercado, devido ao domínio da tecnologia, à simplicidade do sistema e
à sua robustez de combustão, o que torna possível a utilização de combustíveis de pior
qualidade. Destacam-se também o baixo custo do sistema e a facilidade do tratamento de
emissões com um sistema de catalisador three way. Vale notar que, para ambos os tipos
de injeção, a ocorrência de combustão irregular – em especial a pré-ignição – representa
um entrave ao uso de maiores razões volumétricas de compressão e, consequentemente,
maiores eficiências térmicas (REIF, 2014).
2.1.1 Conceitos importantes
No estudo de motores de combustão interna, são utilizadas diversas grandezas
relativas ao funcionamento do motor. Nesta seção serão descritas as grandezas utilizadas
no trabalho, tal como apresentadas por Heywood (1988).
2.1.1.1 Razão de equivalência ar/combustível
A razão de equivalência ar/combustível (λ) corresponde à razão entre a proporção
mássica entre o ar e o combustível admitidos no cilindro no processo real e a proporção
mássica entre o ar e o combustível para que a reação de combustão ocorra de forma
estequiométrica. A Eq. 2.1 apresenta a forma de se calcular a razão de equivalência
ar/combustível. Para uma mistura estequiométrica, λ = 1, 0. Quando há excesso de
combustível, a razão tem valor menor que 1, e quando há excesso de ar, a mistura tem
valor maior que 1.
λ =
mar
mcomb
(real)
mar
mcomb
(esteq)
(2.1)
2.1.1.2 Eficiência térmica
A eficiência térmica de um MCI é definida como a razão entre o trabalho útil
fornecido pelo motor e o calor fornecido ao motor, que pode ser calculado pelo poder
calorífico do combustível e sua massa, tal como mostrado na Eq.
ηT =
W
mcomb · PCI (2.2)
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 22
2.1.1.3 Eficiência volumétrica
A eficiência volumétrica é a razão entre o volume de ar admitido no cilindro e o
volume deslocado pelo pistão, tal como mostrado na Eq. 2.3. O volume de ar admitido é
função da massa de ar mar e da sua massa específica ρ
ηV =
ρ ·mar
Vd
(2.3)
Como a massa específica do ar varia, é comum um valor de eficiência volumétrica
corrigida para o ar em condições padrão a fim de se obter um parâmetro que pode ser
utilizado em diversas condições atmosféricas. O cálculo da eficiência volumétrica corrigida
é apresentado na Eq.2.4.
ηSP =
ρ ·mar
ρreal
ρpadrão
· Vd
(2.4)
2.2 Análise da combustão por meio da pressão indicada e modelos
termodinâmicos
A medição de dados em motores de combustão interna é uma tarefa difícil em
função das condições extremas dentro da câmara de combustão, do curto espaço de tempo
no qual os fenômenos ocorrem e da dificuldade de instrumentação adequada. Em função
destes problemas, é comum o uso de modelos físicos para cálculo de variáveis como fração
de massa de combustível queimada, temperatura dentro da câmara de combustão, taxa de
liberação de calor, dentre outros. Dada a relação entre pressão, temperatura e volume, a
medição dos valores de pressão dentro do cilindro (também chamada de pressão indicada)
e a medição da posição e da velocidade de rotação do eixo viabilizam a utilização desses
modelos. A medição da pressão é feita por um transdutor de pressão de alta frequência, e o
monitoramento da posição e da velocidade de rotação do eixo é feita por um encoder. Nesta
seção serão descritos os modelos utilizados para o cálculo de algumas destas grandezas.
2.2.1 Pressão média efetiva
A pressão média efetiva é um dado importante sobre o funcionamento do motor.
Seu valor fornece uma indicação da carga adentrando o cilindro durante a operação do
motor, e ela é definida como a pressão média agindo sobre o cilindro durante os 720 CAD
correspondentes ao ciclo completo de operação para um motor quatro tempos (HEYWOOD,
1988). Dependendo da forma como é calculada, é possível obter diferentes valores, que
recebem denominações distintas.
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 23
A pressão média efetiva ou PME corresponde à área sob a curva de operação do
motor num diagrama p-V divida pelo volume deslocado Vd, sendo portanto calculada
pela integral da pressão ao longo do volume, tal como descrito na Equação 2.5. Pode
ser caracterizada como PME bruta – integrando-se apenas as etapas de compressão e
combustão do ciclo, desconsiderando assim as perdas por bombeamento – ou PME líquida
– integrando-se o ciclo completo. Os valores de pressão para o cálculo podem ser obtidos
experimentalmente para cada cilindro por meio de transdutores de pressão.
PME = 1
Vd
∫ +360◦
−360◦
pdV (2.5)
Já a pressão média de freio (PMF) é a pressão média dentro do cilindro calculada
por meio do valor medido de torque no dinamômetro. O torque e a pressão dentro do
cilindro se relacionam tal como descrito na Equação 2.6, na qual nR = 2 para um motor 4
tempos e τ é o torque medido no eixo.
PMF = 2pi · nR · τ
Vd
(2.6)
A PMF expressa o valor de pressão que está disponível no volante de inércia do
motor após as perdas por bombeamento e as perdas mecânicas por fricção. Uma vez que
seu valor é calculado por meio do torque medido para todo o motor, não é possível obter
valores específicos para cada cilindro.
2.2.2 Temperatura dentro da câmara de combustão
A temperatura média dentro do cilindro pode ser estimada por meio da equação
dos gases (Equação 2.7), considerando-se a mistura como um gás ideal. O cálculo do
volume em função do ângulo do eixo virabrequim é feito por meio da Equação 2.8, na qual
θ é o ângulo do eixo virabrequim, B é o diâmetro do cilindro, l é o comprimento da biela,
a é o raio da manivela e Vcc é o volume da câmara de combustão. Toma-se o PMS como
referência inicial (0 CAD) e considera-se que não há excentricidade do pino munhão. A
dedução desta pode ser encontrada em Heywood (1988).
T = p · V
m ·R (2.7)
V (θ) = Vcc +
piB2
4 (l + a− (acosθ +
√
l2 − a2 · sen2θ)) (2.8)
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 24
2.2.3 Taxa de liberação de calor (TLC)
A primeira lei da termodinâmica relaciona a energia de um volume de controle ao
calor e ao trabalho que passam por suas fronteiras. Uma vez que o trabalho gerado pelo
sistema depende da pressão dentro do cilindro e do volume deslocado e que a energia dada
ao sistema é conhecida pela entalpia do combustível, é possível calcular a taxa de liberação
de calor ao longo do ciclo do motor utilizando valores de pressão, tal como demonstrado
na equação Equação 2.9 na qual Qa é o calor liberado e cV é o calor específico a volume
constante. Seu valor pode ser calculado com precisão satisfatória por meio de um modelo
termodinâmico entre os ângulos −60◦ e 90◦ – tomando como referência o PMS entre a
compressão e combustão.
TLC = δQa
dθ
= mcV dT
dθ
+ pdV
dθ
(2.9)
A Equação 2.10 explicita o cálculo da TLC em passos discretos tal como utilizado
pelo software AVL Indicom R© (AVL, 2011). Cada passo da iteração corresponde a 1 CAD.
K é uma constante para conversão de unidades, tendo o valor de 100 para o uso neste
trabalho, κ é o coeficiente politrópico de expansão e pi é a pressão indicada.
TLC = K
κ− 1[κ · pi · (Vi+1 − Vi−1) + Vi · (pi+1 − pi−1)] (2.10)
A curva integral da liberação de calor ao longo do ciclo de combustão pode ser
calculada conforme a Equação 2.11:
Qat =
∫ 90◦
−60◦
δQa
dθ
dθ (2.11)
2.2.4 Fração de Massa Queimada (FMQ)
A fração de massa queimada ao longo da combustão pode ser calculada com precisão
satisfatória por meio de um modelo termodinâmico entre os ângulos −60◦ e 90◦ – tomando
como referência o PMS entre a compressão e combustão. A Equação 2.12 descreve o modelo
utilizado, deduzido a partir da primeira lei da termodinâmica.
FMQ(θ) = 100
Qat
∫ θ
−60◦
δQa
dθ
dθ (2.12)
A fração de massa queimada é um indicador comum do início e do término da
combustão. Costuma-se utilizar valores de 5% ou 10% de FMQ para indicar o início da
combustão, e 90 % ou 95% de FMQ para indicar o fim da combustão.
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 25
2.3 Análise da combustão por meio da intensidade de luz
A combustão de uma mistura ar/combustível homogênea tem como resultado
a liberação simultânea de calor e radiação molecular. Logo, espera-se a sincronia da
intensidade dos sinais de luz e de pressão medidos dentro do cilindro. Mais especificamente,
pode-se dizer que a geração de luz é síncrona com a taxa de liberação de calor durante o
desenvolvimento da frente de chama, enquanto ao final da queima, a radiação oriunda de
produtos intermediários da combustão em regiões já queimadas durante a formação de
H2O e CO2 assume papel mais dominante quanto à geração de luz, de tal forma que a
pressão passa a ser mais relacionada à luminosidade a medida que a taxa de liberação de
calor diminui. (WINKLHOFER, 2007).
Associando-se a popular análise de pressão indicada dentro do cilindro para avaliação
termodinâmica da combustão à medição de sinais de luminosidade dentro do cilindro, é
possível caracterizar de forma muito mais precisa a combustão. A análise conjunta oferece
dados importantes ao engenheiro automotivo, tais como:
• Velocidade da frente de chama;
• Velocidade linear do kernel;
• Verificação da ocorrência de chama difusiva e presença de particulado;
• Verificação da ocorrência de knock e determinação de sua origem;
• Verificação da ocorrência de pré-ignição e outros tipos de combustão anormal.
Para a medição da luminosidade dentro do cilindro é necessária uma janela de
acesso óptico ao mesmo. No equipamento utilizado, o acesso óptico se dá por meio de
pequenas safiras na vela, às quais são conectados transmissores – i.e. cabos de fibra óptica.
O sinal de luz recebido pelo transmissor segue então até um fotodiodo, que converte a
luminosidade em tensão. O sinal de tensão é então tratado e transformado em imagens e
gráficos a fim de gerar dados de maior valia para o operador (WINKLHOFER, 2007). A
Figura 3 mostra a vela instrumentada utilizada neste trabalho. Cada uma das 7 pontas de
safira é conectada a 5 cabos de fibra óptica, totalizando 35 fibras (AVL, 2004).
A Figura 4 mostra o exemplo do resultado da medição de um ciclo de combustão. O
eixo das abcissas representa o ângulo do eixo virabrequim e o eixo das ordenadas representa
a numeração das fibras. A escala de cores à direita da imagem representa a intensidade
de luz, mas os valores da escala não tem correlação direta com grandezas reais, sendo
apenas para análise qualitativa. Na figura, a linha vertical à esquerda representa o sinal
de luz em função da centelha. Alguns graus após a centelha, é possível ver um aumento de
luminosidade representado pela área azul mais clara, em função do início e da propagação
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 26
Figura 3 – Vela instrumentada com cabos de fibra óptica para medição de luminosidade
dentro do cilindro.
Fonte: Autor.
de uma frente de chama. Também é possível notar uma partícula vermelha à direita da
imagem. Trata-se de uma partícula incandescente na câmara de combustão, ou seja, uma
combustão difusa – e.g. de uma gotícula não evaporada ou de um depósito que se soltou.
Sempre que há combustão difusa, a intensidade de luz observada é muito maior do que
aquela de uma chama pré-misturada (WINKLHOFER, 2007).
Figura 4 – Exemplo do sinal de intensidade de luz de uma combustão difusa.
Fonte: Autor.
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 27
A Figura 5 exemplifica o resultado de uma medição de um ciclo de pré-ignição. A
linha preta vertical à esquerda foi adicionada posteriormente e representa a posição do
avanço de centelha (AC, no eixo das abcissas). É possível verificar que há uma região de
luminosidade intensa anterior à centelha, ou seja, a combustão teve início antes da centelha.
A intensidade de luz da combustão em função da pré-ignição é superior àquela observada
numa combustão normal devido às maiores pressões, mas inferior àquela devido a uma
combustão difusa (WINKLHOFER, 2007). O intervalo angular de medição é diferente do
que aquele apresentado na Fig. 4, sendo ajustado pelo usuário a cada medição a fim de
melhor observar o fenômeno de combustão a ser analisado.
Figura 5 – Exemplo do sinal de intensidade de luz de uma pré-ignição.
Fonte: Autor.
2.4 Processos de combustão anormal
Heywood (1988) define combustão anormal como “a propagação de uma frente de
chama iniciada em uma superfície quente ou a queima parcial ou total da mistura admitida
a velocidades muito altas, podendo ocorrer antes ou após a ignição por centelha”. Com
base nesta definição, pode-se separar os fenômenos de combustão anormal em motores SI
em dois grandes grupos: auto-ignição após a centelha e auto-ignição anterior à centelha
– i.e. pré-ignição. Vale notar que a definição acima não incluiu os fenômenos de misfire
completo e parcial, onde não há combustão completa da mistura.
A auto-ignição após a centelha (daqui em diante denominada simplesmente auto-
ignição) ocorre normalmente em função do aumento da temperatura média resultante
do rápido aumento de pressão na região posterior à frente de chama. Em função desse
aumento de temperatura, a mistura não-queimada se aquece e atinge sua energia de
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 28
ativação, entrando em combustão. As condições de temperatura e pressão mais altas
aceleram as reações iniciais de oxidação do combustível, de tal forma que a combustão
subsequente ocorre de forma mais rápida, podendo gerar uma frente de chama com
velocidades de propagação até vinte vezes maior do que a da frente de chama gerada
pela ignição por centelha (HEYWOOD, 1988). A contaminação da mistura ou o uso de
combustíveis de baixa qualidade – especificamente combustíveis de baixo RON – reduz a
resistência da mistura à auto-ignição, o que resulta numa maior ocorrência desse fenômeno
(PILING, 1997). O aquecimento local da mistura numa região mais quente da câmara de
combustão – e.g. próximo à válvula de exaustão – também pode influenciar a ocorrência
da auto-ignição.
A pré-ignição ocorre quando a queima do combustível se inicia antes da ignição por
centelha, podendo haver ou não propagação de uma frente de chama. A pré-ignição tem
início quando a mistura ar/combustível atinge sua energia de ativação antes da ocorrência
da centelha, o que ocorre quando altas temperaturas são atingidas. Esse aumento de
temperatura pode ser devido ao uso de altas razões volumétricas de compressão – uma
vez que o aumento da pressão devido à compressão leva a um aumento adiabático da
temperatura média – ou devido ao aquecimento local da mistura em pontos quentes da
câmara de combustão – e.g. o eletrodo da vela. A queima da mistura pode também ter
início em função da presença de depósitos incandescentes, que atuam de forma semelhante à
centelha, fornecendo energia à mistura. Assim como no caso da auto-ignição, a contaminação
do combustível ou o uso de combustíveis de baixa qualidade reduz a resistência da mistura
à pré-ignição, levar a uma maior ocorrência do fenômeno (HEYWOOD, 1988).
Uma das principais consequências dos fenômenos de combustão anormal é o knock.
Seu nome – que pode ser traduzido literalmente como “batida” – vem do som característico
transmitido pela estrutura do motor quando ondas de pressão geradas pela propagação
de uma frente de chama proveniente de uma combustão anormal reverberam nas paredes
do cilindro. De forma simplificada, o knock pode ser entendido como a propagação e
reverberação de ondas de pressão em função de uma combustão anormal. É importante
notar que nem todo fenômeno de combustão anormal tem como consequência o knock, mas
que todo knock tem como origem um fenômeno de combustão anormal. Os picos de pressão
e os altos gradientes temporais e espaciais de pressão resultantes do knock podem causar
danos sérios à estrutura do motor, como por exemplo a fusão do pistão e das válvulas, a
erosão do cabeçote e das paredes do cilindro e a fusão do eletrodo da vela. Dessa forma, é
necessário compreender as causas dos fenômenos de combustão anormal a fim de evitá-los
e mitigar a ocorrência de knock. Além disso, é necessário também entender a correlação
entre cada tipo de combustão anormal, a ocorrência de knock e sua intensidade (REIF,
2014).
Quanto à intensidade do knock, podemos separá-lo em dois grupos: knock convenci-
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 29
onal e superknock. O knock convencional ocorre normalmente quando há auto-ignição e se
caracteriza por gradientes de pressão relativamente pequenos (até 10 bar). Uma vez que
grande parte da mistura já foi queimada quando a auto-ignição tem início (normalmente
mais de 50%), a quantidade de energia a ser liberada é menor, de tal forma que as ondas
de pressão consequentes possuem uma quantidade menor de energia. A estratégia mais
comum para a mitigação do knock convencional é a redução do avanço da centelha a fim de
reduzir a pressão máxima de pico no cilindro. Essa redução do avanço diminui a eficiência
térmica do motor, uma vez que o mesmo não opera mais na condição de torque máximo
(MBT), mas é bastante eficiente em eliminar o knock em toda a faixa de operação do
motor, quando o mesmo ocorre devido à auto-ignição (WANG; LIU; REITZ, 2017).
Já no superknock são observados gradientes de pressão muito maiores (frequente-
mente superiores a 100 bar). Os gradientes temporais de pressão também são muito altos
em função da rápida queima da mistura, que ocorre normalmente em menos de 5 CAD.
A quantidade de energia necessária para que ocorra um superknock é muito grande, de
tal forma que este fenômeno só é observado quando a combustão anormal consome toda
ou quase toda a mistura, ou seja, quando há pré-ignição ou quando a auto-ignição ocorre
muito próxima à ignição por centelha. As condições para esse tipo de condição anormal não
são comumente observadas, ocorrendo geralmente em motores muito sobrealimentados ou
com razões volumétricas de compressão muito altas e em condições de alta carga (WANG;
LIU; REITZ, 2017).
A Fig. 6 ilustra a diferença entre uma combustão normal, knock e superknock no
que diz respeito ao gradiente de pressão e à velocidade de combustão, em um mesmo motor.
Comparando os picos de pressão entre cada um dos ciclos, é fácil notar que, além do valor
de pressão muito superior quando ocorre superknock (curva vermelha), o pico de pressão
se desloca no eixo das abcissas em direção à centelha, o que significa que a combustão
ocorre de forma muito mais rápida. O mesmo ocorre em menor escala para o ciclo em
que há knock convencional (curva verde), quando comparado a um ciclo com combustão
regular (curva preta). De forma simplificada, podemos diferenciar o knock convencional
do superknock pela ordem de grandeza do gradiente de pressão, que é mais de uma vez
superior para o superknock.
Na língua portuguesa, é comum observar o uso da palavra "detonação"como sinônimo
de knock. Entretanto, o termo detonação (detonation, em inglês) possui outro significado
relevante no contexto de MCIs. De acordo com Zeldovich (1980b), o regime de propagação
de uma chama pode se dar de quatro diferentes formas:
• Quase explosão térmica, sem onda de choque: a velocidade de onda da reação
espontânea é maior do que a velocidade de detonação do modelo de Chapman-
Jouguet, e ambas são muito superiores à velocidade do som (usp > DCJ >> c);
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 30
Figura 6 – Diferença entre uma combustão normal, knock e superknock.
Fonte: (WANG; LIU; REITZ, 2017). Figura adaptada pelo autor.
• Detonação de propagação supersônica: a velocidade de onda da reação espontânea é
menor ou igual à velocidade de detonação do modelo de Chapman-Jouguet, e ambas
são superiores à velocidade do som (DCJ > usp > c);
• Deflagração de propagação subsônica: A velocidade de onda da reação espontânea
é maior do que a velocidade de propagação convencional da chama, e inferior à
velocidade do som (c > usp > uf );
• Propagação convencional por meio de difusão molecular e mecanismos condutivos: a
velocidade da reação espontânea é aproximadamente igual à velocidade de propagação
da chama (usp ≈ uf ).
Segundo Wang et al. (2015), quando um MCI opera em condições normais, é
observada apenas a propagação convencional da chama. Quando há auto-ignição, a ignição
sequencial da mistura não queimada devido ao seu estado energético pode gerar uma
deflagração, que se propaga de forma rápida, levando à ocorrência de knock. Já no caso da
pré-ignição, a deflagração subsônica inicial aumenta ainda mais a temperatura e pressão
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 31
nas regiões adjacentes podendo levar à transição para um regime de detonação, em que a
chama se propaga de forma supersônica, gerando ondas de pressão de grande amplitude, o
que caracteriza a ocorrência de superknock. Esse regime de propagação de chama, ilustrado
na Fig. 7, é conhecido como deflagração a detonação (DTD, do inglês "deflagration to
detonation"). Entre o ponto (a) e o ponto (e) tem início uma pré-ignição, que corresponde
ao ponto alaranjado visto em (e) e (j). O círculo tracejado branco corresponde a deflagração
em função da pré-ignição. No ponto (k), a região azul intensa corresponde a uma combustão
em regime de detonação, que teve início em função do aumento de temperatura causado
pela pré-ignição. Em (l) e (m), vemos a rápida combustão de toda a mistura e a propagação
da onda de pressão, indicada pela linha vermelha tracejada em (m). O tempo entre cada
imagem é de 0,02 ms para cada letra, ou seja, 0,08 ms entre (a) e (e), 0,10 ms entre (e)
e (j) e 0,02 entre as demais, evidenciando a rápida velocidade de combustão observada
quando há detonação.
Figura 7 – Pré-ignição resultando num regime de deflagração a detonação.
Fonte: (WANG et al., 2015). Figura adaptada pelo autor.
Tendo em vista a relevância da detonação como regime de propagação de chama,
sua correlação com o knock, superknock e com a pré-ignição – todos objetos de estudo
deste trabalho – a utilização do termo em língua estrangeira knock tem como finalidade
evitar qualquer ambiguidade ou confusão para o leitor. Além disso, busca-se evidenciar a
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 32
diferença entre ambos os conceitos, que são frequentemente confundidos, mesmo no meio
acadêmico.
Uma vez que o estudo dos modos de combustão e do regime de propagação da
chama não são objetivos deste trabalho, não são abordados neste texto os detalhes relativos
à teoria da velocidade de propagação de chama, o modelo de Chapman-Jouguet e outros
aspectos relativos a esses assuntos. O autor recomenda a leitura dos trabalhos de Zeldovich
(1980b), Zeldovich (1980a), Fieweger, Blumenthal e Adomeit (1997), Ivanov, Kiverin e
Liberman (2014), Rudloff et al. (2013), Qi et al. (2014), Bates et al. (2016) para maiores
informações sobre os modos de combustão e auto-ignição e detalhes sobre os modelos de
detonação.
2.4.1 Pré-ignição a baixas velocidades (LSPI)
2.4.1.1 Conceitos básicos
De particular interesse é o fenômeno da pré-ignição a baixas velocidades (LSPI,
do inglês Low Speed Pre-Ignition). Ela ocorre quando a mistura entra em combustão
anteriormente à ignição pela centelha, em baixas velocidades de rotação do motor – i.e
menores que 2000 rpm – e altas cargas, quando a pressão média dentro do cilindro é
mais alta. A recente tendência de downsizing utilizada pela indústria automotiva para
reduzir emissões e aumentar a eficiência tem como consequência a perda de torque em
função do menor volume deslocado. Para reduzir este efeito, são utilizadas pressões mais
altas de operação – geralmente por meio do uso de turbocompressores – e/ou maiores
razões volumétricas de compressão. Como resultado das maiores pressões utilizadas – e
consequentes maiores temperaturas da carga comprimida na câmara de combustão – a
mistura ar/combustível torna-se mais suscetível à autoignição. Especialmente nos motores
DI em que a carga estratificada e as menores temperaturas de operação possibilitam o uso
de PMFs de até 30 bar, a LSPI tem sido um dos principais obstáculos para o aumento
ainda maior de eficiência nos motores. (ZACCARDI; DUVAL; PAGOT, 2009; WILLAND
et al., 2009).
Não há consenso na literatura consultada a respeito de um único mecanismo ou fator
que leva a LSPI. Todos os trabalhos indicam uma multiplicidade de fatores relacionados
a maiores ocorrências de LSPI, sendo necessário o estudo individual de cada motor e
a investigação de cada caso a fim de definir como prevenir a ocorrência deste tipo de
combustão anormal, evitando assim os danos potencialmente causados por ela.
As fatores causadores da LSPI podem ser divididos em três grandes grupos (WIL-
LAND et al., 2009):
• Gotículas de óleo e depósitos acumulados na câmara de combustão que contaminam
a mistura e reduzem sua resistência local à autoignição;
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 33
• Componentes quentes na câmara de combustão – e.g. vela, válvula de exaustão –
que podem levar a um sobreaquecimento local da mistura e consequentemente à sua
combustão;
• Cinética química da mistura, que, se sujeita a pressões e temperaturas altas por
tempo superior ao tempo de atraso de ignição podem alcançar a energia de ativação
necessária para dar início à combustão mesmo sem a presença de centelha.
2.4.1.2 Estado da arte
Willand et al. (2009) utilizaram um motor SI DI comercial para avaliar a influência
da movimentação da carga e quantidade de EGR na ocorrência de LSPI. Foi constatado
que uma maior presença de EGR resultou em menores valores de PME devido a dinâmica
de troca de gases durante o cruzamento das válvulas e teve um efeito negativo na ocorrência
de LSPI. Além disso, também foi feita uma análise da energia de ativação e do tempo
crítico para autoignição da mistura utilizando um software específico e comparados os
dados com aqueles obtidos na bancada do motor em quatro situações de carga diferentes.
Concluiu-se que a cinética química da mistura tem papel fundamental na ocorrência de
LSPI, sendo possível reduzí-la fazendo uma melhor limpeza (scavenging) dos gases residuais
no cilindro, viabilizando assim maiores pressões de operação.
Dahnz et al. (2010) investigaram as causas da LSPI em um motor comercial DI
utilizando ferramentas numéricas e uma bancada de dinamômetro instrumentada, incluindo
uma câmera de alta velocidade para verificação da região de início da LPSI . Concluiu-se
que o principal fator causador da combustão irregular foi a contaminação por gotículas
de lubrificante, sendo estas normalmente expelidas da fresta superior do pistão durante a
desaceleração linear do mesmo próximo ao PMS. O formato bem definido da frente de
chama e a baixa velocidade de propagação observados mostraram que a auto-combustão
homogênea pôde ser descartada como causa da LSPI.
Amann, Mehta e Alger (2011) testaram quatro diferentes misturas de gasolina
com valores bastante próximos de RON e ponto de ebulição, porém com composições
químicas diferentes, a fim de verificar a influência da composição do combustível na
ocorrência de LSPI e na intensidade do knock resultante. Foi observado que combustíveis
com maior concentração de aromáticos têm tendência significativamente maior à LSPI,
tanto em número de ocorrências quanto em intensidade. Os testes com E10 mostraram
uma tendência levemente menor à LSPI que o mistura base utilizado, porém sensível a
parâmetros do motor como a razão de equivalência ar/combustível e o avanço da ignição.
Também se observou um aumento significativo nas emissões de hidrocarbonetos em ciclos
imediatamente anteriores à LSPI, o que reforça a teoria de que a origem da LSPI se dá
principalmente ao acúmulo de resíduos de combustível e/ou lubrificante na fenda superior
e na coroa do pistão.
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 34
Welling et al. (2014) desenvolveram um aparato experimental a fim de verificar
a influência da quantidade de contaminante na câmara de combustão e do momento de
contaminação na ocorrência de LSPI. Para tal, foi utilizado um motor comercial com
injeção do tipo PFI e um injetor adicional direto na câmara de combustão a fim de controlar
a entrada do contaminante e facilitar a experimentação com diferentes lubrificantes. Foi
verificado que uma mistura mais heterogênea resulta em maiores ocorrências de LSPI na
presença de contaminantes em fase líquida.
Dingle et al. (2014) compararam a tendência à PI e a intensidade do knock em um
motor PFI monocilindro experimental com contaminação de óleo usando dois misturas
diferentes de gasolina. A verificação da pré-ignição foi feita por meio de instrumentação
óptica do cabeçote do motor. Foi constatada alta ocorrência de LSPI em ambos os misturas,
sempre com início em gotículas do contaminante, sendo a ocorrência e a intensidade do
knock maiores nos testes com o mistura de RON inferior.
Kuti et al. (2015) avaliaram a influência da composição do óleo lubrificante utilizado
na qualidade da combustão no motor, em especial no que diz respeito à tendência à pré-
ignição, utilizando um aparato experimental que reproduz as condições termodinâmicas de
um cilindro de motor. Em seu trabalho, foi observado que uma mistura de 99% iso-octano e
1% óleo lubrificante apresenta redução de até 15% no retardo da ignição quando comparado
a uma mistura de 100% iso-octano. Além disso, combustíveis com n-alcanos C16 e C18 são
mais sensíveis à contaminação, se aproximando mais às características de queima do óleo
do que outros compostos.
Han et al. (2015) investigaram as causas da LSPI em motores DI e PFI comerciais de
pequeno volume, utilizando bancadas instrumentadas e ferramentas de CFD. Para o motor
PFI, foi constatada uma redução na ocorrência de LSPI com o avanço do fim da injeção.
Quando o término da injeção se deu antes da abertura da válvula de admissão, a ocorrência
de LSPI foi reduzida, evidenciando relação entre a LSPI e a interação combustível/óleo
na parede do pistão. Quando o avanço se dava além do ângulo de abertura da válvula de
admissão, não foi observado nenhuma redução adicional.
Mansfield, Chapman e Briscoe (2016) avaliaram a ocorrência de LSPI em um
motor comercial PFI 2.0 turboalimentado utilizando dez diferentes composições de gaso-
lina comercial com valores semelhantes de RON. Observou-se uma influência direta da
concentração de aromáticos e olefinas na ocorrência da combustão anormal, sendo esse
maior valor associado à maior tendência de formação de depósitos e não à uma maior
tendência à autoignição. Foi também criado um modelo exponencial associando o número
de ocorrências de LSPI à concentração destes componentes. Não foi observada variação
relevante da pressão de pico em relação aos misturas testados.
Merola, Tornatore e Irimescu (2016) investigaram as características da pré-ignição
estocástica em um motor monocilindro DI experimental com acesso óptico, avaliando as
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 35
trajetórias de partículas quentes e características das frentes de chama (tanto regulares
quando provenientes de combustão anormal). Foram utilizando anéis autolubrificantes
para eliminar a contaminação por óleo lubrificante como causa da LSPI. Observou-se que
a distribuição de chamas secundárias tem maior densidade nos pontos próximos à parede
do pistão, indicando a influência de partículas de depósitos de combustível no início da
combustão anormal.
Wang, Liu e Reitz (2017) fizeram uma ampla revisão da ocorrência de knock em
motores de combustão interna. De maior interesse para este trabalho são a distinção entre
knock e superknock e a correlação do segundo com a ocorrência de pré-ignição. Os autores
destacam a rápida liberação de energia no superknock, com a queima do combustível
normalmente ocorrendo em menos de 5 CAD, seguida de uma expansão quase adiabática.
Além disso, também são discutidos os modos de combustão associados à LSPI, estratégias
para a sua mitigação e a influência da composição do combustível e do óleo lubrificante
utilizados.
2.5 Detecção e tratamento estatístico de fenômenos de combustão
anormal
Em trabalhos experimentais envolvendo o estudo da combustão em motores de
combustão interna, é importante escolher variáveis e parâmetros apropriados para a carac-
terização correta de um fenômeno. Em estudos envolvendo a LSPI, algumas metodologias
podem ser utilizadas. Neste texto serão descritas as metodologias propostas por Zaccardi
et al. (2009) e Zaccardi, Duval e Pagot (2009).
A primeira forma de caracterização é por meio da avaliação da pressão dentro do
cilindro, tanto de valores máximos quanto de valores de PME. Uma vez que a pré-ignição
gera picos de pressão muito altos em função da propagação de uma frente de chama
anterior ao tempo de centelha, é possível definir uma pré-ignição utilizando valores de
pressão medidos dentro do cilindro. Com base em valores de média e desvio padrão das
pressões medida ao longo de vários ciclos, escolhe-se um limite de pressão, acima do qual
assume-se que houve uma pré-ignição. Essa metodologia de medição apresenta algumas
falhas, notavelmente a não adequação dos valores de média e desvio padrão à um ciclo
normal de combustão – sendo a mediana mais representativa. O problema agrava-se quanto
maior o número de ciclos com combustão irregular e quanto maiores os valores de pressão
medidos, pois a média se distorce cada vez mais em relação a um ciclo normal. Outra
maneira de determinar a ocorrência de uma pré-ignição por meio de valores de pressão é
estipulando um valor mínimo de pressão máxima, acima do valor médio de pressão máxima
encontrado em ciclos em que a combustão ocorre normalmente para a mesma condição de
operação. Este método tem como desvantagens a necessidade do conhecimento prévio do
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 36
motor por parte do engenheiro responsável e a não detecção de fenômenos de pré-ignição
muito próximos ao tempo de centelha ou sem propagação continuada de uma frente de
chama – que têm como consequência picos de pressão de menor valor.
A segunda forma de caracterizar uma pré-ignição é avaliando a fração de massa
queimada dentro do cilindro e comparando-a ao tempo de centelha. Uma vez que a
pré-ignição ocorre por definição anteriormente à ignição por centelha, valores de FMQ
superiores a zero anteriormente à centelha indicam a presença de combustão irregular.
Podem ser avaliados valores de FMQ de 10%, 5% e até 1%, caso haja resolução e precisão
satisfatórias de medição.
Para qualquer um dos métodos escolhidos, é interessante a adoção de indicadores
estatísticos robustos para melhor caracterizar em quais ciclos ocorre de fato a pré-ignição,
assim como para avaliar os valores de pressão ao longo do ciclo e outras grandezas calculadas.
Uma boa descrição do uso de ferramentas estatísticas robustas, suas particularidades e
seu uso para a determinação de pontos díspares – i.e. outliers – pode ser encontradas no
trabalho de Huber e Ronchetti (2009).
Um dos conceitos mais importantes para a determinação da robustez de indicadores
estatísticos é o breakpoint. Ele consiste na porcentagem de medições errôneas necessárias
para resultar num erro no valor do índice. A média simples, mais comumente usada
para determinar o comportamento médio de um sistema com distribuição assumida como
normal, tem um breakpoint de 0. Neste trabalho, será utilizado o valor de mediana como
representativo do comportamento médio do sistema, pois esta possui um valor de breakpoint
de 50, ou seja, seu valor é altamente robusto no que diz respeito à influência de outliers.
Como indicador da regularidade dos valores medidos, será utilizada a dispersão quadrática
da mediana ao invés do desvio padrão, também em função de sua maior robustez. A Eq.
2.13 apresenta o cálculo da dispersão quadrática da mediana para um conjunto de dados
N = X1, X2...Xi.
∆2µR = µ(|Xi − µ|) (2.13)
2.6 Considerações finais
A partir da revisão bibliográfica realizada, nota-se que a LSPI representa um desafio
para o desenvolvimento de MCIs sobrealimentados e com maiores razões volumétricas
de compressão. A compreensão dos mecanismos causadores do fenômeno e da influência
de parâmetros de operação do motor na ocorrência deste tipo de combustão anormal
são fundamentais para que se possa evitar a LSPI. Desta forma, pretende-se desenvolver
uma metodologia adequada para o estudo e caracterização da LSPI, verificando quais
parâmetros de calibração do motor influenciam sua ocorrência e intensidade, utilizando
Capítulo 2. Revisão bibliográfica 37
a análise da combustão por dados de pressão indicada e intensidade de luz, assim como
indicadores estatísticos robustos para evitar diagnósticos sem significância estatística. Por
fim, a Tabela 1 apresenta um resumo das contribuições recentes feitas ao tema pelos
autores citados neste capítulo.
Tabela 1 – Resumo da literatura revisada
Autores e ano Contribuições
Willand et al.
(2009)
Mecanismos causadores da LSPI e influência do EGR
quente.
Dahnz et al.
(2010)
LSPI devido a contaminação por óleo, usando CFD e
métodos ópticos.
Amann, Mehta e
Alger (2011) Influência da composição do combustível.
Welling et al.
(2014) Influência da quantidade de contaminante na mistura.
Dingle et al.
(2014) Influência do RON, utilizando motor PFI monocilindro.
Kuti et al.
(2015) Influência da composição do lubrificante.
Han et al. (2015) Influência da fase injeção utilizando um motor PFI.
Wang et al.
(2015)
Correlação entre LSPI e superknock e os modos de
combustão, usando métodos ópticos.
Mansfield,
Chapman e
Briscoe (2016)
Influência da composição do combustível.
Merola,
Tornatore e
Irimescu (2016)
Caracterização das frentes de chama da LSPI e
trajetórias de partículas de depósitos.
Wang, Liu e
Reitz (2017)
Ampla revisão da LSPI, knock, superknock e seus
mecanismos.
38
3 Metodologia
Neste capítulo é descrita a metodologia utilizada no trabalho. Primeiramente é
abordado o processo de escolha do motor de testes a preparação do mesmo. Em seguida,
são apresentados os parâmetros de calibração e operação avaliados no trabalho, assim como
os valores de todos eles para cada ponto de medição. É também apresentada a metodologia
de medição, com uma descrição detalhada da instrumentação utilizada e do processo de
aquisição dos dados. Por último, é descrito o processo de tratamento e avaliação dos dados.
3.1 Escolha e preparação do motor
A fim de investigar o fênomeno da LSPI, foi escolhido um motor SI PFI, aspirado
e com alta razão volumétrica de compressão – o que facilita a ocorrência deste tipo
de combustão anormal. A escolha deste motor específico se deve principalmente à sua
adequação ao experimento, à sua disponibilidade e à relativa facilidade de instrumentação
do mesmo, especialmente no que diz respeito ao diâmetro da vela de ignição (12 mm),
viabilizando o uso de vela instrumentada para medição da intensidade de luz. A Tabela 2
apresenta algumas especificações técnicas do motor. O ponto de CAD 0 para referência é
definido como o PMS ao final da compressão.
Tabela 2 – Especificações técnicas do motor utilizado.
Característica Valor
Número de cilindros 4
Número de válvulas por cilindro 2
Volume deslocado por cilindro 249,764 cm3
Volume deslocado total 999,057 cm3
Potência máxima 68 cv a 6250 rpm
Diâmetro do pistão 70,00 mm
Curso do pistão 64,90 mm
Comprimento da biela 140,5 mm
Razão volumétrica de compressão 13:1
Abertura da válvula de admissão (0,5mm) 355,5 CAD
Fechamento da válvula de admissão (0,5mm) 568,5 CAD
Abertura da válvula de exaustão (0,5mm) 142 CAD
Fechamento da válvula de exaustão (0,5mm) 374 CAD
Para obtenção de valores de pressão dentro do cilindro, optou-se pelo uso de um
cabeçote instrumentado com um transdutor de pressão. Foi feita a furação do cabeçote
evitando-se as galerias de água e, em seguida, foi instalado um transdutor de pressão
um cilindro. Devido à complexidade geométrica do cabeçote e dificuldade em garantir a
Capítulo 3. Metodologia 39
Figura 8 – Furo para posicionamento do sensor de pressão.
Fonte: Autor.
estaqueidade de múltiplos furos foi feita a opção de monitorar as pressões em apenas um
cilindro, sendo este escolhido devido à maior facilidade de acesso. A furação foi feita de
forma a posicionar o transdutor em uma posição mais adequada à medição, reduzindo
possíveis incertezas, conforme pode ser visto na Figura 8. A furação foi feita do lado do
coletor de admissão.
Depois da furação e instalação do transdutor, foi realizado um teste de estanqueidade
a frio, que consistiu na submersão do motor em água a temperatura ambiente e aplicação de
ar comprimido a uma pressão de 4 bar dentro do cilindro por 20 minutos a fim de verificar
qualquer formação de bolhas. Após o sucesso neste teste, foi realizado o amaciamento do
motor na bancada do dinamômetro e simultaneamente a verificação da estanqueidade a
quente. O detalhamento do procedimento encontra-se no Apêndice A.
Também foi feito um levantamento da curva de potência do motor, a plena carga,
de 6250 rpm a 1500 rpm, com decrementos de 250 rpm, a fim de avaliar se o mesmo se
encontrava de acordo com as especificações do projeto. Após a verificação de conformidade,
o motor foi então transferido para a bancada de testes, onde foi realizada a instrumentação.
3.2 Procedimento para análise da pré-ignição
Com base na literatura consultada para a elaboração do trabalho, foi desenvolvida
uma metodologia para análise de fenômenos de pré-ignição em motores de ignição por
centelha utilizando a análise de dados de pressão indicada e intensidade de luz dentro do
cilindro. A metodologia é apresentada de forma resumida no fluxograma da Fig. 9.
Capítulo 3. Metodologia 40
Figura 9 – Fluxograma para análise e diagnóstico de LSPI num motor.
Fonte: Autor.
Capítulo 3. Metodologia 41
Foram escolhidos seis parâmetros de calibração e operação para o estudo de sua
influência na ocorrência e intensidade da LSPI no motor de testes. Os parâmetros escolhidos
foram os seguintes:
• A temperatura do fluido de arrefecimento do motor;
• A temperatura do ar no coletor de admissão;
• O avanço da centelha;
• A velocidade de rotação do eixo do motor;
• A fase de injeção do combustível;
• A razão relativa ar/combustível.
A variação da temperatura do fluido de arrefecimento é feita a fim de avaliar se a
ocorrência de pontos quentes no cabeçote é um dos mecanismos causadores da combustão
anormal.
A variação da temperatura do ar no coletor tem como objetivo verificar a influência
da cinética química da mistura na ocorrência e intensidade da LSPI. Temperaturas mais
altas aumentam a taxa de reações pré-chama de oxidação do combustível, de tal forma
que a queima total da mistura ocorre de forma muito mais rápida uma vez que a chama
começa a se propagar.
A variação do avanço da centelha tem como objetivo verificar se um avanço maior
a fim de iniciar a combustão antes da auto-ignição da mistura tem um impacto positivo
na redução da intensidade da combustão anormal.
A variação da velocidade de rotação do eixo tem como objetivo quantificar a
influência do tempo de aquecimento da mistura – maior quanto menor a velocidade de
rotação – na ocorrência e intensidade da LSPI.
A variação da temperatura da fase de injeção tem como objetivo avaliar a influência
do molhamento de parede em função do cruzamento do evento abertura da válvula de
admissão com a injeção de combustível na ocorrência e intensidade da LSPI.
A variação da razão relativa ar/combustível – especificamente o enriquecimento
da mistura – é comumente utilizada para mitigação de knock em função da redução da
temperatura no cilindro. Busca-se avaliar se este mesmo efeito tem influência na ocorrência
e na intensidade da LSPI.
É importante notar que os parâmetros sugeridos acima se baseiam no motor
utilizado neste trabalho. Para motores com injeção direta, o estudo de diferentes tempos
e estratégias de injeção pode ser variado a fim de avaliar o impacto na ocorrência e
Capítulo 3. Metodologia 42
intensidade da LSPI. Em motores com comando de válvulas variável, a mudança do ângulo
de cruzamento a fim de avaliar a influência da quantidade de EGR. Em motores ainda em
fase protótipo podem ser testados diferentes geometrias de pistão, câmara de combustão,
válvulas e anéis do pistão. Além disso, deve-se definir os valores de cada parâmetro para
cada motor, em função de suas especificidades técnicas.
Uma vez escolhidos os parâmetros a serem variados, foi definido um ponto de
medição base e outros 12 pontos de medição, variando cada um dos parâmetros de cada
vez. A Tabela 3 apresenta os valores de cada um dos parâmetros avaliados para cada um
dos pontos de medição. Os parâmetros variados em relação ao ponto base estão destacados
em negrito.
Tabela 3 – Valores das variáveis controladas para cada ponto de medição.
Ponto Rotação [rpm] TH2O [◦C] TAR [◦C] Avanço* [CAD] λ [-] Fase inj.* [CAD]
Base 800 90 50 8 dPMS 1,0 380
1 800 40 50 8 dPMS 1,0 380
2 800 110 50 8 dPMS 1,0 380
3 800 90 20 8 dPMS 1,0 380
4 800 90 50 0 (PMS) 1,0 380
5 800 90 50 4 dPMS 1,0 380
6 700 90 50 8 dPMS 1,0 380
7 900 90 50 8 dPMS 1,0 380
8 1000 90 50 8 dPMS 1,0 380
9 800 90 50 8 dPMS 1,0 350
10 800 90 50 8 dPMS 1,0 320
11 800 90 50 8 dPMS 0,9 380
12 800 90 50 8 dPMS 0,8 380
*O valor 0 CAD de referência corresponde ao PMS ao final da compressão.
A velocidade de rotação do eixo para o ponto base foi escolhida a fim de garantir
uma rotação baixa o suficiente para a ocorrência de LSPI, tal como observada em testes
anteriores realizados pela equipe de engenharia de calibração da FCA. O valores da
temperatura do fluido de arrefecimento, fase de injeção e razão relativa ar/combustível
foram escolhidos de acordo com o projeto do motor e o mapa de calibração já existente. A
temperatura do ar no coletor escolhida busca aproximar as condições de operação àquelas
encontradas em condições de uso normal no Brasil. O avanço da centelha foi escolhido
como 8 CAD dPMS para evitar a ocorrência de knock devido a auto-ignição e para que a
pré-ignição pudesse ser detectada com maior facilidade, devido à centelha tardia.
Nos pontos de medição 1 e 2, foi alterada a temperatura do fluido de arrefecimento.
Devido às limitações da instalação, o controle da estabilidade da temperatura é limitado,
e por isso optou-se pelo uso de temperaturas extremas (110◦C e 40◦C) ao invés de
Capítulo 3. Metodologia 43
temperaturas igualmente espaçadas ou mais pontos. A temperatura de 40◦C é inviável
em uma situação real e resulta em instabilidade na combustão, mas sua escolha para este
estudo é justificada a fim de facilitar a verificação do seu impacto na LSPI.
No ponto de medição 3, a temperatura do ar no coletor de admissão foi alterada.
Foram feitas medições com as temperaturas de 20◦C e 50◦C (ponto base). Para a medição
com temperatura mais elevada foi utilizado um aparato desenvolvido de aquecimento do ar
de admissão, utilizando uma resistência elétrica e um sistema básico de controle. Não foi
possível realizar uma medição com temperaturas superiores àquela do ponto de medição
base, devido às limitações do aparato de aquecimento.
Nos pontos de medição 4 e 5, foi variado o avanço da centelha. Foram feitas medições
com os seguintes avanços: 0 CAD (PMS), 4 CAD dPMS e 8 CAD dPMS, correspondentes
aos pontos de medição 4, 5 e base, respectivamente.
Nos pontos de medição 6, 7 e 8, foi alterada a velocidade de rotação do eixo do
motor. Foram feitas medições nas velocidades de 700 rpm, 800 rpm (base), 900 rpm e 1000
rpm. A escolha desses valores se deve ao fato de que, a velocidades inferiores a 700 rpm, a
combustão torna-se muito instável e a velocidades superiores a 1000 rpm, a LSPI não é
facilmente observada no motor de estudo.
Nos pontos de medição 9 e 10, foi alterada a fase de injeção. A fase de injeção
do ponto de medição base corresponde a um ângulo de cruzamento de 25 CAD entre os
eventos da injeção e da abertura da válvula de admissão, ou seja, parte da injeção é feita
com a válvula aberta. Para o ponto de medição 9, a injeção termina 5 CAD antes da
abertura da válvula de admissão, portanto toda a injeção é feita com a válvula fechada.
Para o ponto de medição 10, a injeção termina 35 CAD antes da abertura da válvula de
admissão.
Nos pontos de medição 11 e 12, foi alterada a razão relativa ar/combustível. As
medições foram realizadas com razões de equivalência 1,0 (base), 0,9 e 0,8. Optou-se por
não realizar medições com mistura empobrecida, uma vez que o motor não opera nessa
condição normalmente e o empobrecimento tende a aumentar a tendência da mistura à
auto-ignição, agravando os efeitos nocivos da pré-ignição.
Uma vez obtidos os dados, é possível caracterizar a LSPI em pelo menos um dos
três mecanismos apresentados na revisão bibliográfica. A Tabela 4 apresenta características
a serem observadas nos dados de pressão indicada e intensidade de luz a fim de se avaliar
quais mecanismos causadores da LSPI estão presentes no motor estudado.
Capítulo 3. Metodologia 44
Tabela 4 – Orientações para análise de dados e caracterização da LSPI e seus mecanismos.
Cinética química Múltiplos pontos de início da combustão;
Sem tendência espacial definida;
Ausência de combustão difusa;
Correlação forte com a temperatura do ar admitido.
Contaminação da mistura Combustão difusa (gotículas ou depósitos irradiantes);
Fase de injeção pode influenciar a ocorrência de LSPI
no caso de cruzamento dos eventos de injeção e abertura
da válvula de admissão (molhamento de parede);
Nível de consumo de óleo deve ser monitorado, assim
como pressão no cárter;
Possibilidade de aumento na ocorrência de LSPI para
misturas mais ricas em função do acúmulo de depósitos
na câmara de combustão.
Pontos quentes Forte tendência espacial;
Forte relação com a temperatura do fluido de
arrefecimento;
Ausência de combustão difusa;
A análise da geometria da câmara de combustão pode
ser feita a fim de identificar possíveis pontos de
aquecimento local e compará-los com os dados obtidos
na análise de intensidade de luz.
3.3 Bancada de testes
Todos os testes foram realizados utilizando um dinamômetro ativo, com instru-
mentos para medição de temperatura e pressão em diversos pontos do motor, além da
medição dos valores de pressão indicada e intensidade de luz no cilindro 3, utilizando
o transdutor de pressão instalado no cabeçote e a vela instrumentada do equipamento
AVL Visioknock R©. Foi também realizada a captação de gases de exaustão no catalisador
para análise de emissões utilizando uma bancada própria pra tal. As Figuras 10, 11 e 12
mostram a bancada de testes utilizada, identificando a posição de alguns dos principais
instrumentos. A medição de temperatura do ar aspirado é feita na entrada do coletor,
antes do filtro de ar, conforme visto na Fig. 10. A medição da temperatura do fluido de
arrefecimento é feita na saída do circuito externo de arrefecimento, antes da entrada nos
dutos de arrefecimento do motor. A temperatura do óleo é medida no cárter.
Capítulo 3. Metodologia 45
Figura 10 – Bancada de testes instrumentada.
Legenda: 1) Dinamômetro; 2) Conversor dos sinais de luz; 3) Vela instrumentada; 4) Sensor de knock; 5)
Encoder ; 6) Sensores TPA; 7) Balança de combustível; 8) Aquecedor de ar; 9) Medidor de Blowby. Fonte:
Autor.
Figura 11 – Vista detalhada da instrumentação.
Legenda: 1) Vela instrumentada; 2) Sonda lambda; 3) Captação de gases de descarga para análise; 4)
Sensores de temperatura do catalisador; 5) Sensor de temperatura do ar admitido no coletor. Fonte: Autor.
Capítulo 3. Metodologia 46
Figura 12 – Outra vista detalhada da instrumentação.
Legenda: 1) Transdutor de pressão do cilindro 3; 2) Sensor de knock; 3) Encoder. Fonte: Autor.
A Fig. 13 indica o posicionamento da vela dentro do cabeçote. A posição inclinada
diminui o campo de visão da vela, o que reduz a resolução da imagem e dificulta a análise,
mas não inviabiliza a medição.
Figura 13 – Posicionamento da vela instrumentada no cabeçote.
Fonte: Autor.
A Tabela 5 descreve de forma detalhada os equipamentos de medição utilizados
nos testes e suas respectivas incertezas de medição. Os sensores não citados na legenda
das Figuras não foram utilizados na elaboração deste trabalho e têm como função o
monitoramento de outras variáveis a fim de verificar o bom funcionamento da bancada.
Para captação e tratamento dos dados foram utilizados os programas AVL Indicom R©
(pressão dentro do cilindro e velocidade de rotação do eixo), AVL Puma R© (dados obtidos
Capítulo 3. Metodologia 47
Tabela 5 – Especificações técnicas da instrumentação e suas incertezas.
Grandeza Faixa demedição Sensor
Origem da
Incerteza
Incerteza [%
VF]
Torque 0 a 500 Nm
Célula de
carga HBM
Z6FC3
Do fabricante 0,5
Rotação 0 a 10000 rpm EncoderD83301 Do fabricante 0,13
Luminosidade
dentro do cilindro N/A
Vela AVL
Visioknock
0545
N/A N/A
Pressão do cilindro 0 a 150 bar AVLGH14DK Do fabricante 0,3
Temperatura do ar
no coletor 0 a 100
◦C PT 100 Do fabricante 1
Temperatura do
líquido de
arrefecimento
0 a 200◦C PT 100 Do fabricante 1
Temperatura do
óleo 0 a 200
◦C PT 100 Do fabricante 1
Temperatura
ambiente 0 a 100
◦C PT 100 Do fabricante 1
Pressão ambiente 800 a 1200mbar
Transdutor
DRUCK PTX Calibrado 0,12
Pressão do óleo 0 a 5 bar TransdutorDRUCK PTX Calibrado 1
Vazão de
combustível
0,1 a 5
kg/min
AVL 7351
CME Do fabricante 0,3
Fator (λ) 0,5 a 2
Medidor
linear ETAS
LA4
Do fabricante 0,3
dos outros sensores e do dinamômetro, assim como os dados obtidos da bancada de análise
de emissões), e AVL Visiolution R© (criação e tratamento de imagens por meio dos dados de
luminosidade obtidos dentro do cilindro). Para o controle dos dados de entrada do motor
tais como lidos pela central eletrônica e especificação dos pontos de operação foi utilizado
o programa ETAS Inca R©. A Figura 14 apresenta a interface dos programas e o ambiente
de operação da bancada de testes.
Capítulo 3. Metodologia 48
Figura 14 – Ambiente de operação da bancada de testes.
Legenda: 1- AVL Indicom R©; 2- ETAS Inca R©; 3- AVL Puma R©; 4- AVL Visiolution R©; 5- Controles do
dinamômetro. Fonte: Autor.
3.4 Realização dos experimentos
O fenômeno de pré-ignição pode ter como consequência picos de pressão muito
altos – frequentemente acima do valor limite de projeto – e gradientes temporais mais
de mil vezes maiores do que aqueles observados numa combustão normal. Dessa forma,
o estudo do fenômeno de forma constante num motor comercial torna-se inviável devido
aos danos causados ao mesmo. Optou-se portanto por fazer as medições de fenômenos
de LSPI induzidos por meio do aumento da carga – i.e. por meio da abertura da válvula
borboleta – por curtos espaços de tempo, reduzindo assim os riscos de quebra do motor.
Uma vez que a LSPI foi observada em cargas parciais, optou-se por não trabalhar com
carga plena a fim de reduzir as pressões de pico atuantes.
Para cada um dos pontos de medição citados anteriormente, foram feitas de três a
cinco medições, a fim de obter ao menos cinquenta ciclos completos na carga desejada,
reduzindo a influência do transiente em função da mudança brusca de carga. O ponto base
foi escolhido como um ponto intermediário para a maioria dos valores a serem testados,
no qual era possível induzir a pré-ignição sem muitas dificuldades.
Inicialmente, foi encontrado o valor de abertura de válvula borboleta que corres-
pondia ao limite de knock máximo para operação. Para tal, foram avaliados os sinais do
osciloscópio acoplado ao bloco do motor para medição de vibrações e os sinais de pressão
de pico e rampa máxima de pressão indicados pelo sensor de pressão. Para esta condição
de operação, foram medidos em cada um dos pontos os valores de porcentagem de abertura
da válvula borboleta e eficiência volumétrica corrigida (indicadores da carga do motor),
Capítulo 3. Metodologia 49
avanço da ignição, potência, torque e pressão média de freio, razão relativa ar/combustível,
temperatura do ar no coletor, temperatura do fluido de arrefecimento, temperatura do
óleo do motor, temperatura na entrada e saída do catalisador, emissões (na entrada e na
saída do catalisador), além de outros fatores para controle do funcionamento apropriado
da bancada de testes. A medição corresponde a uma média dos valores observados nos
trinta segundos após o início da medição, e só é armazenada caso o desvio padrão do
resultado se mantenha dentro do limite estabelecido (0,05).
Em seguida, foram feitas as medições em condições de pré-ignição. Para isso,
manteve-se o motor em condição estável de operação utilizando os parâmetros de calibração
apresentados na Tabela 3. Em seguida, foi feita a abertura da válvula borboleta de forma
repentina a fim de alcançar um valor fixo de eficiência volumétrica corrigida de 0,70. O
valor foi escolhido por corresponder a uma carga suficientemente alta para resultar em
pré-ignições na condição base, mas ainda aquém da carga máxima do motor, a fim de
evitar danos em função de pressões de pico ainda mais altas. No ponto 2, as medições
foram feitas com uma carga menor (0,64) devido à alta intensidade da pré-ignição, que
inviabilizou o uso de cargas maiores.
Durante todos os testes, a temperatura ambiente foi mantida a 20±2◦C e a umidade
relativa do ar foi mantida entre 40% e 50%. A pressão local durante os testes foi de 0,913
bar.
Uma vez feita a abertura da válvula borboleta, deu-se início ao processo de aquisição
de dados de pressão pelo transdutor simultaneamente ao processo de aquisição dos sinais de
luz pela vela instrumentada. Foram feitas aquisições de 100 em 100 ciclos, para viabilizar o
uso da melhor resolução temporal possível (800kHz para o transdutor de pressão, 400kHz
para o sensor de luz). Após a aquisição de alguns ciclos de PI, foi feito o fechamento
parcial da válvula borboleta para controlar a combustão anormal e não danificar o motor,
repetindo o processo até que fossem adquiridos ao menos 50 ciclos de combustão irregular
não afetada pelo transiente para cada um dos pontos. Devido às limitações do equipamento,
foi medido apenas o intervalo entre -12 CAD e 50 CAD com o equipamento de medição
de análise de luz. Esse intervalo foi escolhido a fim de captar adequadamente o início da
pré-ignição e todo o seu desenvolvimento.
3.5 Tratamento dos dados
A análise dos dados de intensidade de luz foi feita para cada ciclo medido, a fim de
verificar a posição de início da combustão. Os ciclos correspondentes à região de operação
transiente foram descartados, assim como os ciclos nos quais não houve combustão anormal.
Além disso, foram também descartados os ciclos nos quais a qualidade da imagem não
foi suficiente para a determinação da posição ou ciclos com sinais de intensidade de luz
Capítulo 3. Metodologia 50
inconsistentes, em que fibras adjacentes apresentam sinais muito distantes no eixo das
abcissas.
A cada ciclo válido foi definido qual das fibras recebia primeiro o sinal de luz, e
com esse dado foi feito um levantamento estatístico das zonas de maior probabilidade de
início da combustão. Para realizar essa definição, a imagem de cada ciclo foi ampliada na
região de início da combustão. A Fig. 15 indica a ordem de numeração das fibras ópticas
da vela instrumentada e a região observada por cada uma dentro da câmara de combustão.
O levantamento considera todos os ciclos com combustão anormal e não apenas aqueles
em que ocorreu LSPI.
Figura 15 – Numeração das fibras ópticas da vela instrumentada, sua distribuição geomé-
trica e seu posicionamento na câmara de combustão.
Fonte: Autor.
Utilizando os dados de presssão indicada, foram obtidos valores de pressão máxima
para cada um dos ciclos analisados. Além dos valores de pressão, também foram analisados
os valores de rampa máxima de pressão (máximo gradiente angular de pressão, medido em
bar/CAD) e de ângulo de 5% de FMQ. O ângulo de 5% de FMQ foi utilizado para definir
o início da combustão, e a validação deste valor foi feita observando a existência de sinal de
luz compatível nas imagens obtidas pela análise de intensidade de luz. Outliers identificados
– e.g. ciclos em que o tempo de combustão calculado foi negativo – foram descartados
na análise. Uma vez computados todos os valores válidos, foram calculadas os valores
medianos e o desvio absoluto da mediana das grandezas para todos os pontos de medição.
Uma vez que a distribuição dos valores não se aproxima de uma distribuição normal, a
escolha da mediana e do desvio absoluto da mediana como indicadores estatísticos é viável
e justificada.
Os dados obtidos pelo programa AVL Puma correspondem à média dos valores
Capítulo 3. Metodologia 51
em trinta segundos após o início da medição e só são processados caso a variância dos
mesmos fique abaixo de 2%, não sendo necessário portanto nenhum tratamento adicional.
Esses dados foram adquiridos apenas para monitoramento do bom funcionamento do
equipamento e não foram utilizados na análise da combustão.
52
4 Resultados e discussão
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos na análise de pressão indicada
e de intensidade de luz para cada um dos pontos de medição apresentados na Tabela 3, na
mesma ordem apresentada. Em seguida, é apresentado um resumo dos resultados, seguido
de uma discussão sobre os mesmos.
4.1 Variação da temperatura do fluido de arrefecimento
A Fig. 16 apresenta os valores de pressão máxima para cada um dos valores de
temperatura do fluído de arrefecimento medidos. Para TH2O = 110◦C, não foi possível
realizar a medição para o valor de eficiência volumétrica corrigida estipulado (0,70) devido
aos altos picos de pressão (superiores a 200 bar) que representam grande risco ao motor e à
instrumentação utilizada. Optou-se portanto pela utilização de uma eficiência volumétrica
menor (0,64) e pela realização de uma nova medição utilizando os parâmetros base e a
nova eficiência volumétrica, para fins de comparação. Por esse motivo, há dois pontos no
gráfico com TH2O = 90◦C, sendo aquele com menor pressão o ponto com ηSP = 0, 64.
Figura 16 – Valores de pressão máxima em função da temperatura do fluido de arrefeci-
mento.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 53
A redução da temperatura do fluido de arrefecimento para TH2O = 40◦C eliminou
completamente a combustão anormal e o knock, obtendo baixos valores de pressão máxima
(23,08 bar) e com baixa variação ciclo a ciclo. Já com o aumento da temperatura do fluido
de arrefecimento para TH2O = 110◦C, obteve-se um aumento de pressão máxima de 35,5%
em relação aos parâmetros base, obtendo uma média de 80,53 bar com ηSP = 0, 64.
O mesmo padrão pode ser observado nos valores de rampa máxima de pressão
e do ângulo do início da combustão, apresentados respectivamente nas Fig. 17 e 18. A
rampa máxima de pressão para TH2O = 20◦C foi de apenas 0,38 bar/CAD, uma vez que
não há ocorrência de knock. Já o início da combustão ocorreu a 18,25 CAD, mais de 10
CAD após a centelha. Para TH2O = 110◦C, a combustão teve início a um ângulo de 5
CAD (3 CAD antes do avanço da centelha) e um aumento de 363% na rampa máxima de
pressão, em relação aos parâmetros base. Novamente, há dois pontos nos gráficos para
TH2O = 90◦C, sendo aqueles com menor valor de rampa e combustão mais tardia o ponto
com ηSP = 0, 64. Vale notar a alta incerteza dos valores de rampa máxima de pressão em
função da alta variabilidade observada entre ciclos.
Figura 17 – Valores de rampa máxima de pressão em função da temperatura do fluido de
arrefecimento.
Fonte: Autor.
A análise da intensidade de luz foi realizada para os pontos de medição base, 1
e 2, e foram obtidos valores de probabilidade de início da combustão em cada região do
cilindro para cada um desses pontos, tal como ilustrado na Fig. 19. Observa-se que, para
todos as condições em que houve ocorrência de combustão anormal, as fibras 17, 23 e 27
Capítulo 4. Resultados e discussão 54
Figura 18 – Valores de ângulo de início da combustão em função da temperatura do fluido
de arrefecimento.
Fonte: Autor.
apresentam as maiores probabilidades de início da combustão (identificadas pelo software
como knock). O ponto de medição 2 não apresentou qualquer irregularidade e portanto
não há dados para a análise estatística. Há dispersão dos eventos em torno de uma região
em função da baixa resolução da imagem e da posição desfavorável da vela na câmara de
combustão. O valor correspondente a cada cor é variável para cada um dos pontos, de
tal forma que a comparação entre pontos de medição diferentes é apenas qualitativa. O
programa utilizado não permite a fixação de índice, por isso optou-se pela exibição dessa
forma.
Capítulo 4. Resultados e discussão 55
Figura 19 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de temperatura do fluido de arrefecimento.
Fonte: Autor.
As Fig. 20, 21, 22 e 23 apresentam exemplos dos sinais de intensidade de luz
observados para cada uma das condições de medição. A intensidade de luz observada é
consideravelmente maior quando ocorrem fenômenos de combustão anormal, e a visibilidade
da centelha torna fácil a identificação dos fenômenos de pré-ignição. Nas Fig. 20 e 22,
por exemplo, a não visualização da centelha (indicada pela linha preta que marca o
avanço de centelha "AC") permite concluir que a combustão tem início anteriormente a ela,
tratando-se portanto de uma pré-ignição. Já nas Fig. 21 e 23, a centelha é visível e o sinal
de luz só se intensifica vários graus após a mesma, não havendo pré-ignição. É evidente
ainda a diferença na intensidade de luz entre essas duas figuras, mesmo sem a ocorrência
de LSPI nos dois casos. Isso se deve à existência de knock severo no ciclo observado na
Fig. 23, levando a pressões muito superiores.
Capítulo 4. Resultados e discussão 56
Figura 20 – Exemplo de combustão para o ponto de medição base (TH2O = 90◦C).
Fonte: Autor.
Figura 21 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 1 (TH2O = 40◦C).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 57
Figura 22 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 2 (TH2O = 110◦C).
Fonte: Autor.
Figura 23 – Exemplo de combustão para o ponto de medição base com ηSP = 0,64.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 58
4.2 Variação da temperatura do ar no coletor
A Fig. 24 apresenta os valores de pressão máxima para cada um dos valores de
temperatura do ar no coletor. Para TAR = 20◦C, foi obtido um valor médio de pressão
máxima de 77,93 bar, o que equivale a uma redução de 26,8% quando comparado ao ponto
base.
Figura 24 – Valores de pressão máxima em função da temperatura do ar no coletor.
Fonte: Autor.
Os valores de rampa máxima de pressão e do ângulo do início da combustão são
apresentados nas Fig. 25 e 26, respectivamente. A combustão para o ponto de medição
3 tem início a 11,50 CAD – i.e. 3,5 CAD após a centelha. Além disso, o valor de rampa
máxima observado foi 69,33 bar/CAD, representando uma redução de 75,7% em relação
ao ponto base.
A redução da temperatura do ar no coletor também eliminou a LSPI, conforme
evidenciado pelo ângulo de início da combustão, mas o padrão de combustão anormal é
semelhante ao observado nas condições de medição do ponto base, apresentando knock
intenso e altos gradientes de pressão.
Após a análise de cada ciclo de combustão para o ponto de medição 3, foi gerado
um gráfico de probabilidade espacial de início da combustão para o mesmo. A Fig. 27
apresenta uma comparação entre os valores obtidos para o ponto base e o ponto de medição.
Percebe-se que, para o ponto de medição 3, a região correspondente à fibra 17 apresenta
Capítulo 4. Resultados e discussão 59
Figura 25 – Valores de rampa máxima de pressão em função da temperatura do ar no
coletor.
Fonte: Autor.
Figura 26 – Valores de ângulo de início da combustão em função da temperatura do ar no
coletor.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 60
uma probabilidade maior de início da combustão quando comparada ao ponto base, sendo
a região da fibra 23 aquela de maior probabilidade em ambos os pontos de medição.
Figura 27 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de temperatura do ar no coletor.
Fonte: Autor.
A Fig. 28 apresenta um exemplo de sinal de intensidade de luz para o ponto de
medição 3. A centelha visível (sinal de luz vertical identificado como AC) evidencia a não
ocorrência de pré-ignição, e a alta intensidade de luz indica a presença de knock, com um
padrão de luminosidade semelhante àquele observado no ponto de medição base.
Figura 28 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 3 (TAR = 20◦C).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 61
4.3 Variação do avanço da centelha
A Fig. 29 apresenta os valores de pressão máxima para cada um dos valores de
avanço de centelha. Foi observada uma leve queda nos valores de pressão máxima em
relação ao ponto base, alcançando médias de 120,0 bar e 131,80 bar para os pontos de
medição 4 e 5, respectivamente. Apesar do avanço da centelha tipicamente resulta num
aumento das pressões máximas no cilindro, esse comportamento não foi observado nas
medições realizadas, possivelmente em função da combustão ter início em momentos
próximos em todos os pontos independentemente do avanço.
Figura 29 – Valores de pressão máxima em função do avanço da centelha.
Fonte: Autor.
Um comportamento semelhante ao da pressão máxima pode ser observado nos
valores de rampa máxima de pressão e do ângulo do início da combustão, apresentados
respectivamente nas Fig. 30 e 31. Houve uma pequena redução no valor de rampa máxima,
e um leve atraso no início da combustão, mesmo para o ponto com maior avanço de centelha.
Não há LSPI para o ponto de medição 4, uma vez que o início da combustão ocorre em
média 4,5 CAD após a centelha. Para o ponto de medição 5, o início da combustão ocorre
em média apenas 1,5 CAD após a mesma, também não havendo LSPI. Entretanto, os
valores dos gradientes de pressão indicam que há superknock para ambas condições. Ocorre
o atraso do início da combustão com o avanço da centelha de 8 CAD para 4 CAD, o que
não é esperado.
Capítulo 4. Resultados e discussão 62
Figura 30 – Valores de rampa máxima de pressão em função do avanço da centelha.
Fonte: Autor.
Figura 31 – Valores de ângulo de início da combustão em função do avanço da centelha.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 63
A Fig. 32 apresenta a probabilidade espacial de início da combustão para os pontos
de medição 4 e 5. Observa-se uma leve mudança de padrão, que se acentua quanto maior
o avanço, deslocando o início da combustão para a região das fibras 7 e 9. Essa mudança
provavelmente é devido ao início da combustão em função da centelha, de tal forma que
para o caso em que não há LSPI (ponto 4) houve apenas uma ocorrência de início da
combustão na região da fibra 23.
Figura 32 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de avanço da centelha.
Fonte: Autor.
As Fig. 33 e 34 apresentam exemplos dos sinais de intensidade de luz observados
para cada uma dos valores de avanço de centelha utilizados. A visualização da centelha
indica que não há pré-ignição em nenhum dos dois ciclos indicados. O sinal luminoso
intenso indica altos valores de pressão nas regiões vermelhas.
Capítulo 4. Resultados e discussão 64
Figura 33 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 4 (AC = 0 CAD).
Fonte: Autor.
Figura 34 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 5 (AC = 4 CAD).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 65
4.4 Variação da velocidade de rotação do motor
A Fig. 35 apresenta os valores de pressão máxima para cada um dos valores de
velocidade de rotação do motor. Todos os pontos apresentaram uma queda nos valores de
pressão em relação ao ponto base de medição, sendo essa queda mais expressiva para os
valores mais altos de rotação, alcançando 73,73 bar para a velocidade de 1000 rpm (uma
redução de 50,7% em relação ao ponto base).
Figura 35 – Valores de pressão máxima em função da velocidade de rotação do eixo.
Fonte: Autor.
Os valores de rampa máxima de pressão acompanham a tendência observada para a
pressão máxima, conforme observado na Fig. 36. Já para o ângulo de início da combustão,
observa-se na Fig. 37 uma pré-ignição ainda mais avançada em relação à centelha para
uma velocidade de rotação de eixo de 700 rpm, iniciando a 2,0 CAD dPMS. Esse avanço é
esperado, uma vez que, a uma velocidade menor de rotação, a mistura tem mais tempo
para atingir a energia de ativação ou aquecer localmente em regiões de pontos quentes.
Para 900 rpm, a combustão tem início quase simultaneamente com a centelha, a 8,25 CAD
dPMS. Devido às incertezas de medição e ao fato de que a chama em função da centelha
ainda não teve tempo de se desenvolver, pode-se dizer que há LSPI. Não ocorre LSPI a
1000 rpm, mas o padrão de combustão anormal com knock intenso se mantém.
Capítulo 4. Resultados e discussão 66
Figura 36 – Valores de rampa máxima de pressão em função da velocidade de rotação do
eixo.
Fonte: Autor.
Figura 37 – Valores de ângulo de início da combustão em função da velocidade de rotação
do eixo.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 67
A Fig. 38 apresenta a análise de probabilidade espacial do início da combustão
para os pontos de medição 6, 7 e 8. Foi observado um padrão semelhante àquele visto no
ponto de medição base. A região entre a fibra 23 e a fibra 27 apresentou alta probabilidade
de eventos para todos os pontos de medição, sendo mais expressiva nos pontos 6 e 8 (700
rpm e 1000 rpm, respectivamente). Já no ponto de medição 7 (900 rpm), a região da
fibra 17 apresentou maior probabilidade de início da combustão. Vale notar também o
menor número de eventos analisados no ponto 7, em função do grande número de imagens
inconsistentes obtidas.
Figura 38 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de velocidade de rotação de eixo.
Fonte: Autor.
As Fig. 39, 40 e 41 apresentam exemplos dos sinais de intensidade de luz observados
para cada uma das condições de medição. O aumento da região vermelha nas figuras
relativas aos pontos de medição 6 e 8 não são representativos da intensidade do knock
observado, mas sim da escala mais restrita de intensidade de luminosidade usada na
análise das imagens a fim de definir de forma adequada a região de início da combustão.
Observou-se também a presença de difusividade em alguns pontos, tal como visto na região
central da Fig. 41. Assim como visto anteriormente, a visibilidade da centelha na Fig. 41
confirma que não há pré-ignição
Capítulo 4. Resultados e discussão 68
Figura 39 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 6 (n = 700 rpm).
Fonte: Autor.
Figura 40 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 7 (n = 900 rpm).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 69
Figura 41 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 8 (n = 1000 rpm).
Fonte: Autor.
4.5 Variação da fase de injeção
A Fig. 42 apresenta os valores de pressão para cada um dos valores de fase de
injeção, enquanto as Fig. 43 e 44 apresentam os valores de rampa máxima de pressão e
ângulo de início da combustão para os mesmos pontos de medição. Em todos os gráficos,
fica evidente que não há influência significativa da fase de injeção na ocorrência ou na
intensidade da LSPI, uma vez que as variações observadas estão todas dentro da faixa de
incerteza.
Dessa forma, é possível afirmar que o molhamento de parede devido à injeção de
combustível diretamente na câmara quando há cruzamento do evento de injeção com a
abertura da válvula de admissão não é relevante na ocorrência de LSPI neste motor. Além
disso, também não houve impacto na ocorrência e intensidade de LSPI devido à presença
de combustível em fase líquida quando a injeção ocorre muito anteriormente à abertura da
válvula de admissão.
Capítulo 4. Resultados e discussão 70
Figura 42 – Valores de pressão máxima em função fase de injeção.
Fonte: Autor.
Figura 43 – Valores de rampa máxima de pressão em função da fase de injeção.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 71
Figura 44 – Valores de ângulo de início da combustão em função da fase de injeção.
Fonte: Autor.
A Fig. 45 apresenta a análise de probabilidade espacial do início da combustão
para os diferentes valores de fase de injeção. É possível observar que também não houve
variação significativa nas regiões de maior probabilidade, ficando evidente que a alteração
da fase de injeção não apresentou quaisquer efeitos na ocorrência, intensidade ou padrão
espacial da LSPI neste motor.
Figura 45 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de fase de injeção.
Fonte: Autor.
As Fig. 46 e 47 apresentam exemplos dos sinais de intensidade de luz observados
para cada uma das condições de medição. Não houve diferenças significativas entre os
ciclos medidos ou entre os pontos de medição.
Capítulo 4. Resultados e discussão 72
Figura 46 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 9 (Fase = 350 CAD).
Fonte: Autor.
Figura 47 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 10 (Fase = 320 CAD).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 73
4.6 Variação da razão relativa ar/combustível
A Fig. 48 apresenta o valores de pressão máxima em função da razão relativa
ar/combustível. É possível observar um padrão claro de redução nos valores de pressão
para misturas mais ricas, sendo obtidos valores de 86,77 bar e 61,20 bar para as razões de
0,9 e 0,8, respectivamente.
Figura 48 – Valores de pressão máxima em função da razão relativa ar/combustível.
Fonte: Autor.
O mesmo padrão pode ser observado nos valores de rampa máxima de pressão e do
ângulo do início da combustão, apresentados respectivamente nas Fig. 49 e 50. A rampa de
pressão apresenta valores de 191,05 bar/CAD e 47,43 bar/CAD para os pontos de medição
11 e 12, o que corresponde a uma redução de 33,1% e 83,4%, respectivamente. Para o ponto
de medição 11, a combustão tem início em média aos 7,63 CAD – i.e antes da centelha – o
que configura pré-ignição. Já para o ponto de medição 12, a combustão inicia em média
aos 13 CAD, não havendo pré-ignição. Entretanto, o padrão de combustão com presença
de knock intenso se mantém para ambos pontos de medição, conforme evidenciado pelos
altos gradientes de pressão.
Capítulo 4. Resultados e discussão 74
Figura 49 – Valores de rampa máxima de pressão em função da razão relativa
ar/combustível.
Fonte: Autor.
Figura 50 – Valores de ângulo de início da combustão em função da razão relativa
ar/combustível.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 75
A Fig. 51 apresenta a análise de probabilidade espacial do início da combustão
para os diferentes valores de razão relativa ar/combustível. É possível observar que não
houve variação significativa da distribuição espacial dos eventos de combustão anormal em
relação ao ponto base de medição.
Figura 51 – Probabilidade espacial de ocorrência de combustão anormal, para diferentes
valores de razão relativa ar/combustível.
Fonte: Autor.
As Fig. 52 e 53 apresentam exemplos dos sinais de intensidade de luz observados
para cada uma das condições de medição. Não houve diferenças significativas entre os
ciclos medidos ou entre os pontos de medição. Na Fig. 52 fica evidente que a combustão
inicia antes da centelha, uma vez que a mesma não é visível. Já na Fig. 53, além do
início da combustão após a centelha, é possível observar um aumento da difusividade na
combustão, correspondente à região vermelha que se estende pela figura. Essa difusividade
provalvemente se deve à existência de gotículas não evaporadas em combustível em função
da mistura mais rica, o que aumenta a intensidade da luz emitida e a duração do sinal de
luz.
Capítulo 4. Resultados e discussão 76
Figura 52 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 11 (λ = 0,9).
Fonte: Autor.
Figura 53 – Exemplo de combustão para o ponto de medição 12 (λ = 0,8).
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 77
4.7 Resumo dos resultados
Na Tabela 6 encontram-se os valores obtidos de máxima pressão, média da pressão
máxima, rampa máxima de pressão e ângulo de início da combustão para cada um dos
pontos de medição. Os valores de máxima pressão correspondem ao maior valor observado
durante a medição, não tendo portanto robustez estatística. Entretanto, decidiu-se por
inserí-los neste trabalho para simples demonstração dos altos picos de pressão observados
em função da LSPI, mesmo para um motor aspirado.
Tabela 6 – Resumo dos dados obtidos pela análise da pressão indicada.
Ponto PMAX,MAX [bar] PMAX,MED [bar] RMAX [bar/CAD] AVIG [CAD dPMS]
Base 149,50 95,54 285,70 3,75
1* 26,56 23,08 0,38 18,25
2** 98,23 80,53 199,45 5,00
3 77,93 69,95 69,33 11,50
4 120,00 87,96 209,00 4,50
5 131,80 89,70 213,60 5,50
6 133,10 90,27 200,60 2,00
7 89,93 82,17 187,20 8,25
8 73,73 62,62 50,40 13,00
9 151,50 96,36 308,30 3,75
10 113,90 91,86 245,60 4,00
11 101,20 85,77 191,05 7,63
12 73,94 61,20 47,43 13,00
Base** 76,35 59,44 43,03 12,00
*Não houve ocorrência de combustão anormal.
**Pontos medidos com eficiência volumétrica corrigida de 0,64.
Os maiores valores de pressão foram observados para o ponto base e os pontos
de medição 9 e 10, correspondentes ao pontos nos quais foi variada a fase de injeção.
Todas as outras variações obtiveram sucesso relativo em reduzir a intensidade da LSPI. É
importante lembrar que, para o ponto de medição 2, no qual foi realizado o aumento da
temperatura do fluido de arrefecimento, a intensidade da LSPI foi maior, sendo os valores
de pressão máxima menores em função da eficiência volumétrica menor, adotada por fins
de segurança.
A redução da temperatura do fluido de arrefecimento e do ar de admissão, o
aumento da velocidade de rotação do eixo do motor e o enriquecimento da mistura foram
medidas bem sucedidas na eliminação da pré-ignição. Entretanto, com exceção do ponto
de medição 2, todos os outros apresentaram padrão de combustão semelhante ao do ponto
base, com queima rápida do combustível, baixo atraso da ignição e knock intenso, como
pode ser visto por meio dos valores de pressão máxima e rampa máxima de pressão.
Capítulo 4. Resultados e discussão 78
Apenas a redução da temperatura do fluido de arrefecimento foi capaz de eliminar
completamente a pré-ignição e a ocorrência de knock. Para o ponto 1 de medição, não foi
observado nenhum evento de combustão irregular em mais de 100 ciclos medidos. Além
disso, os valores de pressão máxima e rampa máxima de pressão foram muito inferiores
aos dos demais pontos. O atraso da ignição também foi significativamente maior, com a
combustão tendo início em média mais de 10 CAD após a centelha.
A Fig. 54 apresenta a probabilidade de início da combustão irregular para todos os
pontos de medição, com exceção do ponto 1, para o qual não foi observado nenhum evento
de combustão irregular. Em todos os pontos de medição com exceção do ponto 4, a região
da fibra 23 apresenta alta probabilidade de início da combustão. Também se destacam
para na maioria dos pontos de medição as regiões das fibras 17 e 23. Assim como dito
anteriormente, as cores utilizadas nos gráficos não correspondem ao mesmo valor para
todos os pontos de medição, sendo a sua interpretação portanto qualitativa.
Figura 54 – Probabilidade de início da combustão para todos os pontos de medição.
Fonte: Autor.
A dispersão dos resultados se deve em parte ao posicionamento desfavorável da vela
na câmara de combustão no que diz respeito ao seu campo de visão, conforme discutido
anteriormente. Desta forma, é mais conveniente analisar os resultados do ponto de vista
de regiões da câmara de combustão do que para cada fibra individualmente.
Uma vez analisados os resultados, buscou-se enquadrar a LSPI observada em um ou
mais dos mecanismos citados por Willand et al. (2009). No que diz respeito à contaminação
da mistura por depósitos incandecentes que poderia se soltar da válvula de exaustão
ou gotículas de óleo que reduziriam a resistência local da mistura à autoignição, não
foram observadas quaisquer evidências. Ao contrário do que foi observado por Han et al.
Capítulo 4. Resultados e discussão 79
(2015), a variação da fase de injeção não teve nenhum efeito benéfico na mitigação da
LSPI, podendo-se concluir que o molhamento da parede não é relevante na combustão
anormal observada neste motor. Além disso, a não detecção de partículas irradiantes na
análise de intensidade de luz permite descartar a hipótese de depósitos soltos na câmara
de combustão. Destacam-se também a forte dependência espacial da ocorrência de LSPI,
o baixo consumo de óleo do motor e as baixas pressões do cárter durante todo o período
de testes como evidências contra a teoria de contaminação da mistura.
A cinética química da mistura é um dos mecanismos importantes na ocorrência de
LSPI no motor de teste. Observou-se que, em situações nas quais a temperatura média
da mistura e/ou da chama foi menor – e.g. no caso da redução da temperatura do ar
no coletor ou do enriquecimento da mistura – houve redução significativa na intensidade
da LSPI, tanto nos valores de pressão máxima quanto nos valores de rampa máxima de
pressão. Além disso, a combustão foi retardada suficientemente em alguns pontos para
eliminar a pré-ignição, mas não o suficiente para eliminar o fenômeno de knock. As altas
velocidades de combustão observadas são compatíveis com a teoria de autoignição descrita
por Heywood (1988), reforçando a importância da cinética química na combustão irregular
observada no motor testado.
Por último, a presença de componentes ou pontos quentes na câmara de combustão é
o principal mecanismo de LSPI atuante no motor. A clara tendência espacial da distribuição
do fenômenos de combustão irregular indica quais as regiões onde o aquecimento local
da mistura é crítico: as regiões das fibras 17, 23 e 27. A Fig. 55 apresenta novamente a
numeração da fibras, ao lado da geometria da câmara de combustão, indicando as regiões
de maior ocorrência de combustão irregular. A região da fibra 23 foi aquela com maior
probabilidade total de ocorrência, sendo uma das regiões mais críticas em todos os pontos
de medição, com exceção dos pontos de medição 1 (no qual não houve combustão irregular)
e 4 (no qual o maior avanço da centelha dá início à combustão em outra região). Devido às
limitações da instrumentação, não é possível identificar em qual ponto exato a combustão
tem início, uma vez que a varredura feita pelas fibras é apenas angular e não possui
resolução radial.
Além da tendência espacial do fenômeno, outro ponto é imperativo no diagnóstico
do mecanismo: a influência da temperatura do fluido de arrefecimento. A redução da
temperatura do fluido de arrefecimento de 90◦C para 40◦C eliminou completamente a
irregularidade da combustão, não havendo nenhum fenômeno de pré-ignição ou knock
observado para a segunda condição. Além disso, o aumento da temperatura do fluido
de arrefecimento de 90◦C para 110◦C inviabilizou a operação do motor para a eficiência
volumétrica corrigida adotada nos outros pontos de medição, alcançando pressões máximas
superiores a 200 bar – mais de duas vezes o limite máximo de projeto do motor – sendo
necessária a redução da abertura da válvula borboleta a fim de limitar a entrada de ar
Capítulo 4. Resultados e discussão 80
Figura 55 – Regiões da câmara de combustão com maior ocorrência de LSPI
Fonte: Autor.
para que pudessem ser realizadas as medições naquela condição. Logo, fica evidente que
a temperatura do cabeçote (proporcional à temperatura do fluido de arrefecimento) é o
principal fator de predição da ocorrência de LSPI neste motor.
As regiões da câmara de combustão destacadas na Fig. 55 correspondem a regiões
de quinas afiadas, em especial a região correspondente à fibra 23. As regiões das fibras 17
e 27 correspondem às bordas da região de squish onde há uma tendência de aquecimento.
Além disso, as regiões das fibras 23 e 27 se situam próximas à válvula de exaustão, uma
das regiões da câmara de combustão que tende a aquecer mais em função da passagem
dos gases quentes.
O padrão de combustão irregular, com a presença de knock intenso foi bastante
discutido nos itens anteriores. A Fig. 56 apresenta uma curva de pressão em função do
ângulo do eixo virabrequim. A curva exemplifica o padrão de combustão observado em
todos os pontos de medição – com exceção do ponto 1 – em diferentes intensidades. É
possível observar uma liberação quase instantânea de toda a energia, o que corresponde a
uma queima muito rápida de combustível. Uma vez que a energia resultante da queima do
combustível é liberada muito rapidamente, a expansão dos gases queimados se dá de forma
quase adiabática. Esse padrão de combustão é exatamente como aquele descrito por Wang,
Liu e Reitz (2017) como superknock, fortemente relacionado com a ocorrência de LSPI.
Outra constatação interessante é a presença de diversos pontos de início da com-
bustão. Na análise de intensidade da luz, a propagação de uma frente única de chama
é caracterizada por um ponto inicial e um formato de rampa ao redor dele, de maneira
consistente entre uma fibra e outra. Entretanto, em vários dos ciclos analisados foi ob-
servada a presença de mais de um foco inicial de combustão. Na análise espacial foi
Capítulo 4. Resultados e discussão 81
Figura 56 – Exemplo de gráfico Pressão x CAD para um ciclo de LSPI.
Fonte: Autor.
considerado apenas o ponto de combustão mais avançada, ou seja, aquele que ocorre
primeiro. Entretanto, na análise das imagens é evidente que a combustão tem início em
diversos pontos da câmara de combustão de forma quase simultânea, tal como ilustrado na
Fig. 57. A existência de mais de um ponto de início da combustão leva a taxas de queima
da mistura ainda mais elevadas.
Figura 57 – Múltiplos pontos de LSPI num mesmo ciclo.
Fonte: Autor.
Capítulo 4. Resultados e discussão 82
4.8 Possíveis medidas mitigadoras da LSPI
Foi observado que os dois principais mecanismos causadores da LSPI atuantes no
motor testado são a presença de pontos quentes na câmara de combustão e, de forma
coadjuvante, a cinética química da mistura. Dessa forma, deve-se buscar atuar de forma
a mitigar a criticidade de ambos a fim de reduzir e, por fim, eliminar completamente a
presença da LSPI e de superknock.
A redução das quinas no cabeçote, com a adoção de raios maiores em projeto é uma
alternativa a fim de reduzir os pontos de sobreaquecimento local. As quinas no cabeçote
tendem a aquecer mais do que outras regiões devido à dificuldade de retirada de calor das
mesmas em função da pequena área de seção.
Outra solução é a adoção de uma válvula termostática eletrônica a fim de reduzir
a temperatura do fluido de arrefecimento. A abertura precoce da válvula aumenta a vazão
de fluido de arrefecimento que passa pelo trocador de calor, reduzindo a temperatura do
fluido e, consequentemente, a temperatura do cabeçote. Entretanto, deve-se atentar para
não reduzir excessivamente a temperatura em outras condições de operação, uma vez que
um maior gradiente de temperatura resulta numa maior perda de calor da mistura para as
paredes do cilindro e no aumento da covariância da PME, reduzindo a eficiência térmica
do motor. Além disso, vale notar que o tempo necessário para reduzir a temperatura do
fluido de arrefecimento é alto.
O uso de sistemas de arrefecimento separados para o cabeçote e o bloco é uma
alternativa já utilizada comercialmente em outros veículos. Apesar da complexidade maior
e custo mais elevado, este tipo de projeto possibilita manter a temperatura da parede do
cilindro mais elevada para minimizar as perdas e o cabeçote mais frio a fim de reduzir a
ocorrência de knock.
No que diz respeito à cinética química da mistura, o enriquecimento da mistura
é uma solução viável para mitigação, podendo ser implantada em conjunto com outras
medidas. Entretanto, haverá impacto negativo no consumo específico de combustível e na
eficiência térmica do motor, além de um aumento nas emissões de CO e HCs devido à
combustão não estequiométrica.
83
5 Conclusão
Neste trabalho, foi realizada a caracterização da LSPI num motor PFI comercial.
Com o objetivo de avaliar a influência dos parâmetros de calibração e operação na LSPI, foi
feita a montagem do aparato experimental em uma bancada dinamométrica instrumentada,
com a medição de pressão indicada por um transdutor de pressão instalado no cabeçote e
a medição de intensidade de luz dentro do cilindro realizada por uma vela instrumentada
com acesso óptico à câmara de combustão.
A metodologia utilizada buscou avaliar a influência de parâmetros de operação e
calibração do motor na ocorrência e intensidade da LSPI. Os dados de pressão indicada
possibilitaram a avaliação do padrão de combustão, da duração da combustão e da
intensidade da LSPI – na forma de pressão máxima e rampa máxima de pressão – além
do ângulo de início da combustão. Já com os dados de intensidade de luz, foi possível
confirmar a validade do ângulo de FMQ 5% como início da combustão, verificar a existência
de combustão difusa e avaliar a probabilidade espacial de início da combustão na câmara
de combustão. A metodologia é aplicável em motores comerciais e experimentais, podendo
ser utilizada tanto em motores PFI quanto DI. Os pré-requisitos para a sua aplicação são
a possibilidade de instalação de um transdutor de pressão e o acesso óptico para análise de
intensidade de luz, que pode ser feito pela vela ou pela junta do cabeçote. Os parâmetros
avaliados podem ser adaptados para cada caso específico, como por exemplo para motores
com VVT ou motores DI.
Os resultados encontrados indicaram que a redução da temperatura do fluido
de arrefecimento apresentou o maior impacto na LSPI, eliminando completamente a
ocorrência de combustão anormal. A redução da temperatura do ar no coletor, o aumento
da velocidade de rotação e o enriquecimento da mistura também resultaram na redução
da ocorrência e da intensidade de LSPI, porém em menor escala. A variação dos outros
parâmetros não apresentou impacto significativo.
A contaminação do combustível foi descartada como causa da LSPI, uma vez que
os dados de intensidade de luz não indicaram a presença de gotículas ou depósito soltos na
câmara de combustão. Além disso, a pressão no cárter foi monitorada a fim de verificar a
possibilidade da entrada de óleo no cilindro pelos anéis, e o consumo de óleo foi verificado
ao final dos testes, não sendo detectada variação significativa.
A cinética química da mistura se mostrou como um dos mecanismos causadores da
LSPI. As medidas que resultaram numa redução da temperatura da mistura foram bem
sucedidas na mitigação da LSPI, mas não eliminaram o superknock completamente. Outra
evidência da influência da cinética química da mistura é a rápida combustão e a existência
Capítulo 5. Conclusão 84
de múltiplos pontos de pré-ignição em diversos dos ciclos analisados.
Para o motor avaliado, concluiu-se que o principal mecanismo causador da LSPI é
a existência de pontos quentes na câmara de combustão, especificamente em regiões de
quinas afiadas próximas à válvula de exaustão e à zona de squish, correspondentes às fibras
17, 23 e 27. A redução da temperatura do fluido de arrefecimento resultou na eliminação
completa da combustão irregular, e o aumento da temperatura do fluido de arrefecimento
impossibilitou a aquisição de dados utilizando a eficiência volumétrica corrigida desejada,
sendo necessário reduzir a abertura da válvula borboleta para realizar as medições com
segurança.
Por fim, tendo em vista os mecanismos causadores da LSPI, foram sugeridas
estratégias e possíveis soluções para eliminar ou mitigar a ocorrência e a intensidade do
fenômeno.
85
6 Trabalhos futuros
Em função dos resultados obtidos neste trabalho e das limitações encontradas
durante a elaboração da metodologia, sugere-se como estudos futuros:
• A avaliação do impacto da adoção de quinas de raio maior na ocorrência de LSPI no
motor de testes;
• A avaliação de diferentes mapas de válvulas e diferentes estratégias de injeção na
ocorrência e intensidade da LSPI, utilizando um motor DI com VVT;
• O estudo da influência do fluxo na LSPI, em especial a geração de turbulência e a
posterior quebra em microturbulência, utilizando programas CFD e um coletor de
admissão modificado;
• A utilização de uma vela instrumentada com mais canais, ou de junta instrumentada,
a fim de identificar a região de início da combustão de forma bi- ou tridimensional.
86
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Apêndices
90
APÊNDICE A – Amaciamento do motor de
teste e curvas levantadas
O amaciamento do motor anterior aos testes foi feito de acordo com norma interna
do grupo Fiat Chrysler Automobiles, tal como descrito na Tabela 7. O combutstível
utilizado foi o etanol (E95).
Tabela 7 – Especificação do amaciamento do motor.
Rotação [rpm] Carga [N.m] Tempo [min]
1000 0 5
1250 6 30
1500 10 16
1750 14 16
2000 18 16
2250 23 16
2500 27 16
2750 32 16
3000 37 16
3250 42 16
3500 47 16
3750 52 16
4000 57 16
4250 62 16
4500 65 16
4750 69 16
5000 72 16
5250 75 16
5500 77 16
5750 Plena carga 30
1000 0 3
A Fig. 58 apresenta as curvas de potência e torque levantadas após o amaciamento
a fim de verificar a adequação do motor em relação aos dados de projeto. As curvas verdes
correspondem aos valores medidos nas condições atmosféricas do laboratório, e as curvas
pretas representam os valores corrigidos para condições atmosféricas padrão segundo a
norma da ABNT NBR/1585.
APÊNDICE A. Amaciamento do motor de teste e curvas levantadas 91
Figura 58 – Curvas de potência e torque máximos por velocidade de rotação de eixo.
Fonte: Autor.
Anexos
93
ANEXO A – Análise do combustível
utilizado
O combustível utilizado durante os testes foi fornecido sob encomenda pela Petro-
brás, dentro das especificações técnicas requisitadas – E22 com RON mínimo de 92.
Antes do início dos testes, foi coletada e armazenada uma amostra de 1L da mistura
de combustível para análise da composição, poder calorífico, RON e MON, teor de etanol,
teor de enxofre e levantamento da curva de destilação.
A amostra da mistura de combustível foi analisada pelo Laboratório de Ensaios de
Combustíveis da Universidade Federal de Minas Gerais. As Fig. 60 e 59 apresentam os
resultados fornecidos pelo laboratório.
Figura 59 – Resultado da análise de combustível.
Fonte: DQ/UFMG (2017).
ANEXO A. Análise do combustível utilizado 94
Figura 60 – Continuação do resultado da análise de combustível.
Fonte: DQ/UFMG (2017).