Departamento de Engenharia Mecânica

Fabrico de motor

Por

Rodrigo Névoa de Melo

Nº 42144

Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica

Universidade do Minho

Guimarães, Novembro de 2009

Departamento de Engenharia Mecânica

Fabrico de motor

Por

Rodrigo Névoa de Melo

Nº 42144

Orientador: Professor Doutor Jorge José Gomes Martins

Co-orientador: Professor Doutor António Alberto Caetano Monteiro

Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica

Universidade do Minho

Guimarães, Novembro de 2009

DECLARAÇÃONome: Rodrigo Névoa de Melo

Endereço electrónico: rodrigonevoademelo@gmail.com

Telefone: 919818085

Número do Bilhete de Identidade: 11705280

Título dissertação FABRICO DE MOTOR

Orientador(es): Jorge José Gomes Martins António Alberto Caetano Monteiro

Ano de conclusão: 2009

Designação do Mestrado ou do Ramo de Conhecimento do Doutoramento: Dissertação de Mestrado em Energia e Fluidos / Tecnologias de Fabrico

Declaro que concedo à Universidade do Minho e aos seus agentes uma licença não-exclusiva para arquivar e tornar acessível, nomeadamente através do seu repositório institucional, nas condições abaixo indicadas, a minha dissertação, no todo ou em parte, em suporte digital.

Declaro que autorizo a Universidade do Minho a arquivar mais de uma cópia da dissertação e a, sem alterar o seu conteúdo, converter a dissertação entregue, para qualquer formato de ficheiro, meio ou suporte, para efeitos de preservação e acesso.

Retenho todos os direitos de autor relativos à dissertação, e o direito de a usar em trabalhos futuros (como artigos ou livros).

Concordo que a minha dissertação seja colocada no repositório da Universidade do Minho com o seguinte estatuto:

-- Disponibilização imediata do conjunto do trabalho para acesso mundial;

Universidade do Minho, 11/12/2009

Assinatura: ________________________________________________

ii

É AUTORIZADA A REPRODUÇÃO INTEGRAL DESTA DISSERTAÇÃO APENAS PARA EFEITOS DE INVESTIGAÇÃO, MEDIANTE DECLARAÇÃO ESCRITA DO INTERESSADO, QUE A TAL SE COMPROMETE.

Universidade do Minho, 11/12/2009

Assinatura: ____________________________________________________

iii

Aos meus pais

e ao meu amigo António Vasconcelos Tavares.

iv

AGRADECIMENTOS

Não poderia deixar de agradecer a todos os que me ajudaram nesta jornada de

aprendizagem. Agradeço e dedico esta dissertação, com especial ênfase, às seguintes

pessoas:

Prof. Doutor Jorge Martins

Prof. Doutor António Caetano Monteiro

Eng. Hélder Puga

Júlio Caldas

Pedro Miranda

Eng. Eduardo Pereira

Prof. Doutor Joaquim Barbosa

Vítor Neto

Hélder Carneiro

Joana Gouveia

Agradeço também à empresa J.M.Troféus pela oferta da primeira moldação e

apoio nas seguintes.

v

RESUMO

Na presente dissertação de mestrado é apresentado o trabalho desenvolvido no

fabrico da cabeça de um motor inovador. Após um extenso redesenho da cabeça de

motor, utilizaram-se as tecnologias de simulação de fundição, de prototipagem rápida

(através de um material para moldações inovador) e de fundição para a obtenção desta

peça. Conseguiram-se duas cabeças de motor passíveis de se tornarem funcionais.

Um artigo científico com o título “Miniaturized Cylinder Head Production By

Rapid Prototyping” foi escrito e publicado num congresso internacional.

Também é apresentada a optimização de um motor comercialmente disponível,

presente no EconomicUM. Investigou-se o melhoramento da sua câmara de

combustão, a redução de atrito e de inércia dos componentes em movimento, e a

correcta afinação do tempo de injecção de gasolina e avanço de ignição através da

ECU. Investigaram-se ainda outros componentes como a bateria, o isolamento

térmico do motor, o comportamento dinâmico das válvulas e a caracterização

detalhada do dinamómetro de inércia. Obteve-se uma melhoria da prestação do

EconomicUM em competição e um novo recorde para a Universidade do Minho.

vi

ABSTRACT

Presented in this masters dissertation is the work developed in the production of a

cylinder head of an innovative engine. After extensive redesign of the cylinder head,

the technologies of casting simulation, rapid prototyping (via an innovative material

for 3D printed molds) and casting were used to obtain the part. Two cylinder heads

were obtained.

A scientific paper entitled “Miniaturized Cylinder Head Production By Rapid

Prototyping” was written and published in the proceedings of a international congress.

Also presented is the optimization of a commercially available engine present in

the EconomicUM. Through the improvement of its combustion chamber, reducing

friction and inertia of moving parts, and proper tuning of the gasoline injection pulse

and ignition advance. Also investigated were other components such as battery,

thermal isolation of the engine, dynamic behavior of the valves and detailed

characterization of the inertia dynamometer. Results showed an improvement in the

fuel consumption of the EconomicUM in competition, and a new record for the

University of Minho.

vii

PALAVRAS-CHAVE

Projecto de motor

Projecto de fundição

Prototipagem rápida

Impressão tridimensional

Simulação numérica de fundição

Filmes finos

Motor de combustão interna

Controlo de motor

Ciclo de Miller

Eco-maratona Shell

KEYWORDS

Engine design

Casting design

Rapid Prototyping

3D printing

Casting simulation

Thin film

Internal combustion engine

Engine management

Miller cycle

Shell Eco-Marathon

viii

ÍNDICE

AGRADECIMENTOS..................................................................................................v

RESUMO......................................................................................................................vi

ABSTRACT.................................................................................................................vii

PALAVRAS-CHAVE................................................................................................viii

KEYWORDS..............................................................................................................viii

ÍNDICE.........................................................................................................................ix

ÍNDICE DE FIGURAS.............................................................................................xiii

ÍNDICE DE TABELAS............................................................................................xvii

GLOSSÁRIO DE SÍMBOLOS E TERMOS.........................................................xviii

1 INTRODUÇÃO.................................................................................................1

1.1 Fabrico de cabeça de motor.........................................................................2

1.1.1 Desenvolvimento..................................................................................2

1.1.2 Fundição...............................................................................................3

1.2 Motor actual.................................................................................................3

1.3 Objectivos....................................................................................................4

2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS.......................................................................5

2.1 Tecnologia de fundição...............................................................................5

2.1.1 Sistema de enchimento.........................................................................5

2.1.2 Solidificação.........................................................................................6

2.2 Motores de combustão interna.....................................................................7

2.2.1 Rendimento de ciclos termodinâmicos.................................................7

2.2.2 Avanço de ignição..............................................................................12

2.2.3 Taxa de compressão...........................................................................13

2.2.4 Rácio ar/combustível (RAC)..............................................................14

2.2.5 Turbulência.........................................................................................16

2.3 Filmes finos...............................................................................................17

2.3.1 Técnica de Physical Vapor Deposition (PVD)..................................17

ix

2.3.2 Revestimentos Diamond-Like Carbon (DLC)...................................18

2.3.3 Conjunto pistão, segmentos e camisa.................................................18

2.4 Análise ao motor em dinamómetro de inércia...........................................19

3 FABRICO DE CABEÇA DE MOTOR........................................................21

3.1 Objectivo e contextualização.....................................................................21

3.1.1 Organização do trabalho de fabrico....................................................22

3.2 Análise da tecnologia e tentativas anteriores.............................................23

3.2.1 Precisão geométrica............................................................................23

3.2.2 Dificuldade de enchimento completo.................................................24

3.2.3 Remoção do macho interior da câmara de água.................................25

3.2.4 Zonas de difícil maquinagem.............................................................26

3.3 Optimização da geometria através de simulação numérica.......................26

3.3.1 Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição......................27

3.3.2 Simulação numérica – Primeiro teste.................................................29

3.3.3 Cacho em CAD – Primeiro teste........................................................30

3.4 Impressão de moldações............................................................................31

3.4.1 Novo material para moldações...........................................................32

3.5 Primeiro teste de fundição.........................................................................32

3.5.1 Primeira impressão.............................................................................32

3.5.2 Liga de alumínio A413.0....................................................................34

3.5.3 Vazamento..........................................................................................35

3.5.4 Resultado do primeiro vazamento......................................................36

3.6 Calibração da simulação numérica............................................................38

3.7 Segundo teste de fundição.........................................................................39

3.7.1 Segundo desenho da cabeça de motor................................................39

3.7.2 Simulação numérica...........................................................................42

3.7.3 Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição......................43

3.7.4 Cacho em CAD – segundo teste.........................................................44

3.7.5 Impressão da segunda moldação........................................................45

x

3.7.6 Segundo teste de fundição..................................................................46

3.7.7 Resultados do segundo vazamento.....................................................47

3.8 Terceiro teste de fundição..........................................................................51

3.8.1 Terceiro desenho da cabeça de motor................................................51

3.8.2 Terceiro vazamento............................................................................53

4 MOTOR ACTUAL.........................................................................................55

4.1 Cronologia desta parte do trabalho............................................................55

4.2 Descrição do motor antes da modificação.................................................56

4.3 Restauro do motor.....................................................................................57

4.3.1 Preparação de peças para revestimento com filmes finos..................57

4.3.2 Resultados dos revestimentos com filmes finos.................................59

4.4 Optimização do motor actual.....................................................................60

4.4.1 Câmara de combustão de 2008...........................................................60

4.4.2 Maquinagem de componentes para obter nova taxa de compressão

61

4.4.3 Cambota e roda dentada de arranque.................................................63

4.4.4 Isolamento térmico do motor.............................................................64

4.5 Dinamómetro de inércia e sua caracterização...........................................65

4.5.1 Inércia das principais peças................................................................66

4.5.2 Velocidade de rotação do motor.........................................................69

4.5.3 Perdas mecânicas associadas ao dinamómetro...................................70

4.5.4 Preparação para testes do motor.........................................................71

4.6 Afinação do motor em dinamómetro de inércia........................................73

4.6.1 Correcção do tempo de injecção com a tensão de bateria..................74

4.6.2 Correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido

74

4.6.3 Correcção do tempo de injecção com a temperatura do motor..........75

4.6.4 Ignição................................................................................................77

4.6.5 Rácio ar/combustível..........................................................................78

4.6.6 Leitura da temperatura do motor........................................................79

xi

4.6.7 Testes de consumo de combustível em dinamómetro de inércia.......79

4.6.8 Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em laboratório.............82

4.6.9 Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em pista.......................82

4.7 Testes à bateria do EconomicUM..............................................................83

4.7.1 Medição e cálculo energético eléctrico..............................................83

5 CONCLUSÕES E TRABALHO FUTURO.................................................87

5.1 Fabrico de Motor.......................................................................................87

5.2 Motor actual...............................................................................................87

5.2.1 Em competição...................................................................................87

5.2.2 Em laboratório....................................................................................87

5.3 Sugestões para trabalho futuro..................................................................88

6 REFERÊNCIAS..............................................................................................91

7 BIBLIOGRAFIA............................................................................................93

ANEXO A − HALTECH E6A SPECIFICATIONS.................................................95

ANEXO B – PRIMEIRA MOLDAÇÃO...................................................................99

ANEXO C – TERCEIRA MOLDAÇÃO................................................................105

ANEXO D – RESULTADOS DE TESTES.............................................................111

ANEXO E – ARTIGO CIENTÍFICO PARA CONFERÊNCIA

INTERNACIONAL..................................................................................................113

ANEXO F – ESPECIFICAÇÕES DO MOTOR ORIGINAL..............................125

xii

ÍNDICE DE FIGURAS

Fig. 1.1 − Protótipo para Shell Eco-marathon da Universidade do Minho − EconomicUM......1

Fig. 1.2 − Modelo em poliestireno expandido obtido por colagem de várias peças maquinadas

por CNC (adaptado MONTEIRO et al., 2007)...........................................................................2

Fig. 1.3 – Modelo obtido por técnica de prototipagem rápida por camadas (adaptado

MONTEIRO et al., 2007)...........................................................................................................3

Fig. 1.4 − Excerto da patente do motor Atkinson.......................................................................4

Fig. 2.1 – Exemplo de sistema de enchimento e alimentação (adaptado BARBOSA, 2003)....5

Fig. 2.2 − Ciclo teórico de Miller...............................................................................................7

Fig. 2.3 − Diagrama p-V de ciclo de Miller com perdas por bombagem; pressão em escala

exponencial.................................................................................................................................8

Fig. 2.4 − Diagrama p-V Miller com perdas de carga; admissão a azul...................................10

Fig. 2.5 − Diagrama p-Vcc/V comparativo entre ciclos............................................................11

Fig. 2.6 − Diagrama p-V comparativo entre ciclos...................................................................11

Fig. 2.7 − Pressão vs ângulo de cambota (p-θ) para diferentes avanços de ignição (esquerda);

efeito do avanço de ignição no binário (direita). (adaptado HEYWOOD, 1988)....................12

Fig. 2.8 − Diagrama p-θ mostrando as diferentes fases de queima (Stage I, II, III) (adaptado

HEYWOOD, 1988)..................................................................................................................13

Fig. 2.9 − Influência do RAC no consumo específico (adaptado MARTYR, 2007)................14

Fig. 2.10 − Atraso do início de queima em função de percentagem de estequiometria

(adaptado MARTYR, 2007).....................................................................................................15

Fig. 2.11 − Variação da velocidade de chama com a riqueza da mistura (adaptado MARTINS,

2005).........................................................................................................................................15

Fig. 2.12 − Diagrama p-θ mostrando dispersão ciclíca para (a) mistura estequiométrica e (b)

mistura pobre; (adaptado MARTYR, 2007).............................................................................15

Fig. 2.13 − Influência da velocidade de chama no diagrama p-θ; note-se o começo da

combustão (adaptado HEYWOOD, 1988)...............................................................................16

Fig. 2.14 − Consumo específico em função de λ; (adaptado MARTINS, 2005)......................16

Fig. 2.15 − Exemplo do fluxo criado pela squish, indicado pela setas; (adaptado HEYWOOD,

1988).........................................................................................................................................17

Fig. 2.16 − Resultados laboratoriais de teste pino-no-prato para simulação de mecanismo de

desgaste em segmento/camisa. Parâmetros de teste: carga de 8 MPa, temperatura 80 ºC, 6

horas de duração, frequência de 6 Hz e óleo com 1% de fuligem; DLC = Me-C:H (adaptado

KYLEFORS, 1998)..................................................................................................................19

xiii

Fig. 2.17 − Efeito da rugosidade superficial do substrato na carga crítica (adaptado

LARSSON et al., 1996)............................................................................................................19

Fig. 2.18 - Esquema de biela (adaptado CARVILL, 2003)......................................................20

Fig. 3.1 − Cabeça de motor com área de squish (a azul)..........................................................21

Fig. 3.2 − Primeiro desenho da cabeça de motor (adaptado KRENOVSKY, 2002)................22

Fig. 3.3 − Resultado de swirl em FLUENT (adaptado COENE, 2008)...................................22

Fig. 3.4 − Geometria de swirl (a cinza), válvula (a vermelho) e assento (a amarelo); (adaptado

COENE, 2008)..........................................................................................................................22

Fig. 3.5 − Comparação entre o resultado de 2008 a), e o desenho de CAD b) e c)..................24

Fig. 3.6 − Primeira tentativa de 2008........................................................................................24

Fig. 3.7 − Pesagem do segundo teste de fundição de 2008, 527,84 g......................................25

Fig. 3.8 − Defeitos de fundição assinalados: Rechupes (com paredes muito finas nas

imediações)...............................................................................................................................25

Fig. 3.9 − Remoção do macho superior (adaptado LOPES, 2008)...........................................26

Fig. 3.10 − Representação típica do curso efectuado por broca...............................................26

Fig. 3.11 − Peças em corte: posição original de fundição (2008, esquerda); posição sugerida

com orifício a azul (2009, direita)............................................................................................27

Fig. 3.12 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do primeiro teste....28

Fig. 3.13 − Previsões de: rechupes (acima esquerda); tempo de solidificação (acima direita);

retenção de ar na moldação (baixo)..........................................................................................29

Fig. 3.14 – Cacho virtual para o primeiro teste........................................................................30

Fig. 3.15 − Esquema de funcionamento de uma impressora 3D..............................................31

Fig. 3.16 − Vista explodida do conjunto – primeiro teste.........................................................32

Fig. 3.17 − Macho da câmara de combustão (note-se o excepcional detalhe da impressão). . .33

Fig. 3.18 − Parte da moldação com carapaça e dois meios-machos (esquerda); igual ao

anterior mas com macho da câmara de combustão (direita).....................................................33

Fig. 3.19 − Machos montados (esquerda); Moldação montada (direita)..................................33

Fig. 3.20 − Moldação pronta a receber metal líquido...............................................................35

Fig. 3.21 − Instante seguinte ao primeiro vazamento...............................................................35

Fig. 3.22 − Cacho obtido no primeiro teste..............................................................................36

Fig. 3.23 − Defeitos de fundição no primeiro teste..................................................................37

Fig. 3.24 − Calibração da simulação numérica.........................................................................38

Fig. 3.25 − Vista de baixo comparativa entre primeiro e segundo teste...................................39

xiv

Fig. 3.26 − Redução de massividades – primeiro teste à direita...............................................40

Fig. 3.27 – Vistas em corte da câmara de água – segundo teste (cima-esquerda e baixo);

primeiro teste (cima-direita).....................................................................................................40

Fig. 3.28 − Modificação de raio dos cantos − primeiro teste à esquerda..................................41

Fig. 3.29 − Abaixamento dos assentos de molas − segundo teste a azul..................................41

Fig. 3.30 − Previsões de: rechupes (cima); tempo de solidificação (baixo) – vazamento a 700

ºC...............................................................................................................................................42

Fig. 3.31 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do segundo teste....43

Fig. 3.32 – Cacho virtual para o segundo teste.........................................................................44

Fig. 3.33 − Vista explodida de conjunto – segundo teste.........................................................45

Fig. 3.34 − Vistas de corte mostrando respiros de gases..........................................................45

Fig. 3.35 − Segunda moldação com grampos...........................................................................46

Fig. 3.36 − Instante seguinte ao segundo vazamento...............................................................47

Fig. 3.37 − Vistas de cima do enchimento indevido da cavidade do macho superior..............47

Fig. 3.38 − Cacho obtido do segundo vazamento.....................................................................48

Fig. 3.39 − Comparação entre o resultado de 2008 b), 2009 a) e c) e o desenho de CAD d) e e)

..................................................................................................................................................48

Fig. 3.40 – Geometria a obter (cima); Defeitos no segundo vazamento (baixo)......................49

Fig. 3.41 − Porção de alumínio responsável pelos defeitos encontrados.................................50

Fig. 3.42 − Distorção da câmara de combustão e condutas......................................................50

Fig. 3.43 − Defeito na conduta de admissão.............................................................................50

Fig. 3.44 − Modificações a cabeça – terceiro teste; vista de corte...........................................51

Fig. 3.45 − Moldação em corte − terceiro teste de fundição....................................................52

Fig. 3.46 − Parte da moldação − terceiro teste de fundição......................................................52

Fig. 3.47 − Cacho obtido no terceiro vazamento......................................................................53

Fig. 3.48 − Comparação entre o segundo (esquerda) e o terceiro vazamento (direita)............53

Fig. 3.49 − Geometria a obter (cima); Defeitos no terceiro vazamento (baixo).......................54

Fig. 4.1 − Pistão 2008 danificado; fissura assinalada a azul.....................................................56

Fig. 4.2 − Cilindro 2008 danificado..........................................................................................56

Fig. 4.3 − Válvulas 2008...........................................................................................................57

Fig. 4.4 − Preparação do cilindro para revestimento (esquerda); cilindro polido (direita).......57

Fig. 4.5 − Válvulas polidas.......................................................................................................58

xv

Fig. 4.6 − Comparação do acabamento da saia de fábrica (esquerda) e polida (direita)..........58

Fig. 4.7 − Componentes novos prontos para revestir...............................................................58

Fig. 4.8 − Peças novas revestidas.............................................................................................59

Fig. 4.9 − Pistão e cilindro revestidos.......................................................................................59

Fig. 4.10 − Riscos na saia do pistão..........................................................................................60

Fig. 4.11 − Estudo da câmara de combustão de 2008...............................................................60

Fig. 4.12 – Comparação entre pistão novo e de 2008 (esquerda); maquinagem do pistão

(direita)......................................................................................................................................61

Fig. 4.13 − Comparação entre áreas da câmara de combustão no pistão (coloridas) e maior

distância da propagação de chama (linhas brancas).................................................................61

Fig. 4.14 – Espessura da área de squish final...........................................................................62

Fig. 4.15 − Espessura do volume da fenda até ao primeiro segmento (A)...............................62

Fig. 4.16 − Redução do volume da fenda da válvula; Antes (direita) e depois (esquerda)......62

Fig. 4.17 − Distância da vela ao pistão no PMS.......................................................................63

Fig. 4.18 − Cambota original (esquerda); cambota modificada (direita)..................................63

Fig. 4.19 − Isolamento térmico do motor em 2008..................................................................64

Fig. 4.20 − Aspecto final do novo isolamento térmico.............................................................65

Fig. 4.21 − Cambotas com roda dentada de arranque e embraiagem: 2008 (esquerda); 2009

(direita); 2010 (baixo)...............................................................................................................67

Fig. 4.22 – Da esquerda para direita: biela; roda traseira com cremalheira de transmissão; roda

do dinamómetro de inércia em CAD........................................................................................67

Fig. 4.23 – Proposta de redução de massa para cambota 2010.................................................69

Fig. 4.24 − Conta-rotações no dinamómetro de inércia............................................................69

Fig. 4.25 − Potência perdida no dinamómetro de inércia vs velocidade de rotação do motor. 70

Fig. 4.26 − Rodagem com auxilio de motor eléctrico..............................................................71

Fig. 4.27 − Pistão "Miller 21" danificado.................................................................................72

Fig. 4.28 − Esquema de filmagem de alta velocidade..............................................................72

Fig. 4.29 − Comparação experimental de ângulo de abertura de válvulas com diferentes molas

..................................................................................................................................................73

Fig. 4.30 − Mapa original da correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar

admitido....................................................................................................................................75

Fig. 4.31 − Mapa final de correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido

..................................................................................................................................................75

xvi

Fig. 4.32 − Mapa original de correcção do tempo de injecção com a temperatura de motor...76

Fig. 4.33 − Mapa final de correção do tempo de injecção com a temperatura de motor..........76

Fig. 4.34 − Variação do coeficiente de excesso de ar com a temperatura do motor (linha de

tendência a preto de 85 a 108 ºC).............................................................................................77

Fig. 4.35 – Mapa final do avanço da ignição............................................................................77

Fig. 4.36 − Mapa do tempo de injecção a carga total...............................................................78

Fig. 4.37 − λ em função do regime do motor...........................................................................78

Fig. 4.38 − Diferença entre os valores de temperatura do motor lidos pela ECU e visor no

volante.......................................................................................................................................79

Fig. 4.39 − Tempo de injecção em função da velocidade de rotação.......................................80

Fig. 4.40 – Eficiência volumétrica em função da velocidade de rotação do motor..................81

Fig. 4.41 − Consumo específico em função da velocidade de rotação do motor.....................81

Fig. 4.42 − Fluke 43B (esquerda); LEM LA-55P (direita).......................................................84

Fig. 4.43 − Leitura INRUSH − Pico de intensidade de corrente, 42,1 A..................................85

Fig. 4.44 − Leitura SCOPE − Consumo médio de 11,25 A......................................................85

ÍNDICE DE TABELAS

Tabela 2.1 − Comparação de valores entre os três ciclos.........................................................12

Tabela 3.1 − Composição química típica da liga A413.0 (adaptado DAVIS, 2003)................34

Tabela 4.1 − Peso equivalente de peças em movimento para testes em dinamómetro de inércia

..................................................................................................................................................68

Tabela 4.2 − Relações de velocidade........................................................................................70

Tabela 4.3 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 (laboratório: 20

km/h → 5915 rpm)...................................................................................................................82

Tabela 4.4 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 em pista...............83

Tabela 4.5 − Consumo energético eléctrico de componentes na prova inglesa.......................86

xvii

GLOSSÁRIO DE SÍMBOLOS E TERMOS

Aglomerante Material utilizado para manter junto qualquer material que se

utilize como material de moldação, bem como para dar e manter

a consistência da moldação.

Al Alumínio (elemento químico)

Alimentador Massa de metal vazado ao mesmo tempo que a peça, com a

função de fornecer metal líquido ao fundido durante a

solidificação, para eliminar os defeitos provocados pela

contracção volumétrica do metal, durante o arrefecimento.

APMS Antes do Ponto Morto Superior.

Areia Material granular, resultante da desintegração natural ou

artificial de rochas ou depósitos minerais. Apresenta-se em

partículas com diâmetros normalmente compreendidos entre

0,06 e 2 mm.

A/F Rácio ar/combustível

B Boro (elemento químico)

CAD Desenho Assistido por Computador (Computer Aided Design)

Cacho Conjunto formado pelas peças, sistema de gitagem e sistema de

enchimento, após vazamento, obtido de uma moldação

Consumo específico Quantidade de combustível consumido em grama por kWh

de combustível

Cacho Conjunto formado pelas peças, sistema de gitagem e sistema de

enchimento, após vazamento, obtido de uma moldação.

Carapaça Moldação sem caixa, de pequena espessura, para fundição.

Colapsibilidade Tendência para o material da moldação se desagregar, por efeito

de solicitações mecânicas ou térmicas

Compacidade Rácio entre volume e área de superfície

DEMUM Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade do

Minho

Dispersão cíclica Variação da velocidade de queima entre ciclos de combustão

num motor de combustão interna, provocada pela propagação

de chama turbulenta

xviii

Distorção Desvio de forma relativamente à prevista ou pretendida

DLC Revestimento à base de carbono com características similares às

do diamante, muito duro, resistente ao desgaste e de baixo atrito

(Diamond-like Carbon)

EconomicUM Nome actual do protótipo da Universidade do Minho

ECU Unidade de controlo electrónico do motor (Electronic Control

Unit)

Estequiométrica Reacção química onde todos os reagentes são transformados em

produto ou produtos finais

Fundido Peça obtida por fundição

Fluidez (do metal) Aptidão do metal para percorrer os canais de uma moldação e

encher a respectiva cavidade.

Knock Combustão anormal que produz um ruído característico

Liga mãe Uma liga, rica em um ou mais elementos de liga, que é

adicionada à liga principal a fim de aumentar a concentração de

um ou mais elementos de liga.

m Massa (g)

Macho Elemento colocado no molde para definir uma cavidade ou

espaço vazio no fundido final.

MBT Binário máximo (Maximum Brake Torque)

Moldação Conjunto de elementos, fabricado num material refractário ou

numa liga metálica, que, entre outros, contém a cavidade

destinada a receber o metal líquido, que após solidificação dá

origem a uma peça com a configuração que se pretende.

Ni-PTFE® Filme fino de politetrafluoretileno em matriz de níquel (nome

comercial)

px Pressão (Pa)

P Potência (W)

Permeabilidade Aptidão de um material de moldação ou de machos, para se

deixar atravessar pelos gases e vapores produzidos na operação

de vazamento.

PVD Deposição física de um revestimento por evaporação (Physical

vapor deposition)

xix

Q Poder calorífico de um combustível (J/kg)

R Constante específica de um gás (J/(kg.K))

RAC Rácio ar/combustível

Rockwool® Manta para isolamento térmico composta por lã-de-rocha, papel

reforçado com fibras e película de alumínio

rpm Rotações por minuto

SLI Formato de ficheiro CAD para divisão por camadas, de um

ficheiro STL

SLS Sinterização Selectiva por Laser (Selective Laser Sintering)

SiC Carboneto de silício (composto químico)

Squish Área em que o pistão se aproxima muito da cabeça de motor,

empurrando a mistura para junto da vela com o intuito de criar

turbulência e aumentar a compacidade da câmara de combustão.

Sr Estrôncio (elemento químico)

STL Formato de ficheiro CAD para estereolitografia

Substrato Peça a revestir com filme fino

Swirl Rotacionalidade da mistura induzida pela conduta de admissão

no eixo do cilindro.

TDC Ponto morto superior (Top Dead Center)

Tx Temperatura (K)

Vx Volume (m3)

Letras gregas

εg Relação de compressão geométrica

εret Relação de compressão retida

π 3,14159

θ Ângulo de cambota (º)

η Rendimento

ρ Massa volúmica (kg/m3)

Δ Diferença

λ Coeficiente de excesso de ar (λ= A /F

( A /F )est )

γ Quociente entre capacidades caloríficas ou índice adiabático

xx

σ Relação de expansão (σ=

ε g

εret )

xxi

1 INTRODUÇÃO

Com a instabilidade económica mundial e as emissões de gases de efeito de estufa

associadas ao consumo de petróleo torna-se necessária uma rápida e radical mudança do

modo como se encara o desenho e projecto de automóveis. É, então, preciso investir em

tecnologia que permita a construção de automóveis de baixa massa e redução de perdas

mecânicas. Estes veículos também deverão ter motores muito eficientes e produzir baixas

emissões de gases tóxicos e de efeito de estufa.

Sabendo que o petróleo provem essencialmente de fontes não-renováveis, foi criada

em 1939 a “Shell Mileage Marathon” depois de uma discussão entre funcionários do

laboratório de investigação da Shell Oil Company, sobre qual o veículo poderia percorrer

a maior distância com a menor quantidade de combustível. Esta prova deu origem à prova

que conhecemos hoje, a Shell Eco-Marathon®. Na Europa, existem actualmente duas

competições onde pequenos veículos tentam minimizar o consumo de combustível

durante uma certa distância. Estas decorrem em pistas de automobilismo e a velocidade

média mínima é de 30 km/h, na prova Shell Eco-marathon Europe, e de 15 milhas/h, na

prova Shell Eco-marathon Youth Challenge UK.

A Universidade do Minho participa nestas competições desde 2006. O EconomicUM

(Fig. 1.1) tem tido uma contínua evolução até hoje, fruto do trabalho de alunos e

professores.

Fig. 1.1 − Protótipo para Shell Eco-marathon da Universidade do Minho − EconomicUM

1

1.1 Fabrico de cabeça de motor

Na presente dissertação é descrito o processo de evolução e fabrico de uma cabeça de

motor para um motor inovador. A cabeça do motor é o seu componente mais importante,

na perspectiva da eficiência deste.

1.1.1 Desenvolvimento

O processo de obtenção da cabeça de motor teve início em trabalhos anteriores

efectuados por alunos e professores do DEMUM, através do desenvolvimento de um

modelo virtual em CAD a partir do qual foi obtido um protótipo físico, usando processos

e equipamentos de manufactura que permitiram a fabricação de sólidos de geometria

livre, uma vez que a cabeça de motor tem formas tridimensionais complexas.

Tendo a precisão como objectivo, o processo de maquinagem não pode deixar de ser

considerado. A maquinagem CNC além de permitir também o uso directo dos dados dos

modelos virtuais CAD, permite ainda a utilização no fabrico de uma diversidade elevada

de materiais. Dar forma a um componente através de remoção de material impõe

limitações à complexidade da geometria a ser produzida (Fig. 1.2).

Fig. 1.2 − Modelo em poliestireno expandido obtido por colagem de várias peças maquinadas por CNC

(adaptado MONTEIRO et al., 2007)

As técnicas de prototipagem rápida por camadas apresentaram como vantagem

principal a possibilidade de dar forma a componentes geometricamente intrincados por

adição de camadas sucessivas de material até que a geometria desejada seja produzida

(Fig. 1.3). No entanto o desempenho dos materiais utilizados não cumpria os requisitos de

funcionamento das peças finais.

2

Fig. 1.3 – Modelo obtido por técnica de prototipagem rápida por camadas (adaptado MONTEIRO et al.,

2007)

1.1.2 Fundição

Peças complexas e intrincadas podem ser obtidas por fundição, ou seja vazando

metal fundido numa cavidade com forma negativa do componente a ser produzido.

Embora na fundição a precisão obtida em bruto não seja suficiente para a maioria das

aplicações técnicas, a maquinagem correctiva subsequente para acabamento das

superfícies funcionais permite conferir aos componentes as características geométricas

necessárias e tornar a tecnologia adequada. Faltará então produzir as moldações e os

machos necessários para materializar a cavidade moldante através de prototipagem

rápida.

Com a integração das técnicas acima referidas, dois alunos tentaram a conversão do

modelo CAD em componente fundido. Embora sem sucesso, o conhecimento adquirido

com estas tentativas de fundição mostrou-se essencial para a obtenção da peça sem

defeitos.

1.2 Motor actual

O motor, de combustão interna a gasolina, que propulsiona o EconomicUM (de 50

cm3 e que originalmente equipava uma scooter a 4 tempos) tem vindo a ser adaptado e

melhorado no DEMUM de modo a ter o máximo de rendimento (mínimo consumo). Este

motor funciona segundo o ciclo de Miller, um tipo de ciclo que tem vindo a ser

desenvolvido no Laboratório de Motores do DEMUM.

O ciclo de Miller é uma adaptação moderna do ciclo de Atkinson e tem um rácio de

expansão maior que o rácio de compressão. O que difere os dois ciclos é a forma como se

obtém o ciclo num motor. Para um motor a operar no ciclo de Atkinson, é necessário um

3

sistema complexo (em vez do vulgar mecanismo biela-manivela) que permita a diferença

entre os rácios referidos (Fig. 1.4). Num motor a operar no ciclo de Miller, impede-se que

parte da mistura seja retida dentro do motor (através do fecho de válvula de admissão

atrasado ou adiantado) para obter a mesma diferença entre os rácios, utilizando o comum

mecanismo biela-manivela (adaptado RAJPUT, 2005).

Fig. 1.4 − Excerto da patente do motor Atkinson

Ao longo dos trabalhos anteriores os vários componentes do motor actual sofreram

reduções de peso, tendo mesmo alguns destes sido trocados por outros e refeitos à

medida, como por exemplo: caso do tensor da corrente de distribuição, balanceiros,

cambota, pistão entre outros. Nenhum componente deste motor está como o original. O

controlo do motor é feito electronicamente, transmitindo a sua potência à roda traseira (a

única roda motriz), através de uma corrente de rolos de baixo atrito.

1.3 Objectivos

Esta dissertação de mestrado teve como principais objectivos:

o Fabrico de cabeça de motor original

o Através de técnicas de prototipagem rápida e posterior fundição.

o Aumento do desempenho do EconomicUM em competição

o Através do aumento de eficiência do motor presente recorrendo ao

aumento da taxa de compressão, da optimização geométrica da

câmara de combustão, diminuição da inércia e do controlo

electrónico do motor.

4

2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS

2.1 Tecnologia de fundição

2.1.1 Sistema de enchimento

O desenho do sistema de enchimento (Fig. 2.5) é habitualmente feito por analogia

com sistemas já aplicados a peças de geometria idêntica. O seu dimensionamento é

efectuado a partir de um conjunto de regras que é necessário respeitar, de modo a que o

sistema cumpra os requisitos que lhe são exigidos, ou seja:

o Garantir o total enchimento da cavidade moldante antes da liga metálica

começar a solidificar;

o Garantir um escoamento não turbulento do metal líquido, de forma a evitar a

incorporação de ar no metal e a sua oxidação;

o Promover uma distribuição uniforme de temperatura por todas as zonas da

cavidade, para que o arrefecimento se processe o mais uniformemente

possível;

o Diminuir a probabilidade de ocorrência de fenómenos de erosão nas paredes

da moldação;

o Funcionar como sistema de retenção de partículas não metálicas disseminadas

no banho líquido.

Fig. 2.5 – Exemplo de sistema de enchimento e alimentação (adaptado BARBOSA, 2003)

5

2.1.2 Solidificação

O arrefecimento de um metal, da temperatura de fusão até à temperatura ambiente é

habitualmente acompanhado por uma significativa redução de volume, designada por

contracção. Esta contracção ocorre em três estágios diferentes: contracção no estado

líquido, contracção de solidificação e contracção no estado sólido. A contracção de

solidificação (contracção que se verifica na mudança do estado líquido para o estado

sólido) é a mais difícil de controlar e a de maior amplitude, sendo considerada por isso de

maior relevância.

As principais consequências da contracção volumétrica durante a solidificação e o

arrefecimento são: o fundido ficar com dimensões inferiores às da cavidade da moldação;

o aparecimento de cavidades (e/ou fissuras) internas, ou com ligação ao exterior, de

dimensões variáveis, agrupadas ou disseminadas pelo fundido. Estas consequências

dependem do tipo de metal ou liga metálica, das condições de arrefecimento e do tipo de

moldação.

Os defeitos referidos têm origem em diferentes fases do processo de solidificação. A

contracção no estado sólido é responsável pelas dimensões finais das peças, podendo

ainda ser responsável por possíveis fissuras que surjam nas mesmas. A contracção

verificada na mudança de estado é responsável por defeitos de solidificação, como

cavidades internas ou cavidades com ligação ao exterior, de dimensões consideráveis e

que habitualmente se designam por rechupes. Saliente-se que estas cavidades não devem

ser confundidas com porosidades (que habitualmente são de muito pequena dimensão,

ainda que visíveis a olho nu) normalmente causadas por gases dissolvidos no metal, ou

apenas por inclusões não metálicas, como grãos de areia, escória ou partículas de material

refractário.

No caso concreto da liga de alumínio-silício utilizada neste trabalho (liga A413.0), a

solidificação deverá avançar desde a periferia para o centro da peça, em camadas bem

definidas, paralelas às paredes da moldação, existindo em qualquer momento uma

fronteira líquido/sólido bem definida. Este tipo de solidificação designa-se por

solidificação em camada fina.

6

2.2 Motores de combustão interna

2.2.1 Rendimento de ciclos termodinâmicos

O ciclo de Miller proporciona um maior rendimento do motor (quando comparado ao

ciclo de Otto) por aproveitar uma maior parte da entalpia dos gases presentes no cilindro.

O trabalho extra que é aproveitado está representado na Fig. 2.6 pela zona a cinzento. O

ciclo de Otto é representado por 1-2-3-4’-1 (adaptado MARTINS, 2006).

Fig. 2.6 − Ciclo teórico de Miller

Pela primeira lei da termodinâmica temos:

Wciclo + Qciclo = ΔU = 0 (2.1)

A segunda lei da termodinâmica diz que para se produzir trabalho tem de haver troca

de calor entre duas fontes térmicas, não sendo possível transformar todo o calor da fonte

quente em trabalho.

O rendimento de uma máquina térmica que funciona reversivelmente entre uma fonte

quente (Tf) e outra fria (Tq) será:

ηMT

=1−T f

T q

= WQQ (2.2)

Rendimento do ciclo Otto:

7

ηOtto=1− 1

εγ−1 (2.3)

Rendimento do ciclo de Miller com εg fixa (MARTINS, 2006):

ηMiller=1− 1

εgγ−1 −

1+σγ ( γ−1 )−γ⋅σ

γ−1

(γ−1 )⋅σγ−1

⋅B (2.4)

Considerando:

B=Q LHV

R⋅T 1(1+ A

F ) (2.5)

(B é constante supondo que a mistura é estequiométrica)

Para podermos desprezar as perdas de bombagem na admissão, o volume de mistura

terá que entrar no cilindro ao mesmo tempo que a sua capacidade aumenta (mantendo a

pressão atmosférica). Quando isto não acontece, temos que considerar estas perdas.

Fig. 2.7 − Diagrama p-V de ciclo de Miller com perdas por bombagem; pressão em escala exponencial

Consideremos que:

o Trabalho positivo: 9-2-3-4-9

o Trabalho negativo (bombagem): 5-6-7-0-9-5

Como a área 9-1-5-9 pertence ao trabalho negativo e positivo, anula-se, pelo que não

é considerada. Temos então:

8

W =W 1−2+W 3−4+W 5−1+W 1−6+W 7−0+W 0−1 (2.6)

W isobárico=pΔV (2.7)

W adiabático=pf V f −piV i

γ−1 (2.8)

Q=QLHV⋅m

1+ A /F (2.9)

ηMillerbomb=WQ (2.10)

A taxa de compressão máxima num motor de combustão interna, de ignição

comandada, ronda os 12:1 (sendo gasolina o combustível). Esta limitação deve-se ao

facto de que, a partir desta taxa de compressão, a ocorrência de knock é muito provável

(MARTINS, 2006). Considerando uma eficiência volumétrica de 100% (desprezam-se as

perdas de carga no ciclo de Otto), tem-se uma relação de compressão retida de 12:1.

Neste trabalho, considera-se que o knock resulta apenas da temperatura e da pressão

no final da compressão. Pretendeu-se obter, para o ciclo de Miller, a mesma temperatura e

pressão do ciclo de Otto.

A taxa de compressão do motor, em 2008, era de 17:1. Dos testes efectuados ao

motor em 2007 e 2008, obteve-se uma eficiência volumétrica máxima de 57%. Utilizou-

se este valor para ser conservador no cálculo de taxa de compressão a atingir na nova

especificação.

Na análise teórica de ciclos termodinâmicos, podemos desprezar as perdas de

bombagem na admissão se o volume de mistura entrar no cilindro ao mesmo tempo que o

volume deste aumenta (mantendo a pressão atmosférica). No caso do motor actual isso

corresponderia à válvula de admissão fechar aos 97,75º APMS (Fig. 2.8).

Sabendo que, neste motor, a válvula de admissão fecha aos 120º APMS, não se

podem desprezar as perdas de carga. Então considera-se que toda a admissão é feita a

pressão inferior à atmosférica (Fig. 2.8).

9

Fig. 2.8 − Diagrama p-V Miller com perdas de carga; admissão a azul

Calculou-se a relação de compressão geométrica a obter para a mesma relação de

compressão retida no ciclo do presente motor, a partir da relação de compressão retida do

ciclo de Otto:

ε gMiller=εretOtto

effvol=12 :1

57 %=21, 05 :1

(2.11)

em que:

ε gMiller − relação de compressão geométrica a obter para ciclo de Miller pretendido

ε retOtto − relação de compressão retida do ciclo de Otto

effvol − eficiência volumétrica

2.2.1.1 Comparação entre os três ciclos

Nas Fig. 2.9 e Fig. 2.10 estão representados diagramas para comparação dos ciclos.

Utilizou-se o valor de 1,3 para o índice adiabático em todos os cálculos e diagramas

apresentado porque se considerou o calor absorvido pela vaporização do combustível e as

perdas de calor para a cabeça e as paredes do cilindro (adaptado HEYWOOD, 1988).

10

0.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00

1.28E+04

1.28E+05

1.28E+06

1.28E+07

1.28E+08

Miller 2008

Miller 21

OTTO

Vcc/Vtotal

Pre

ssã

o (

Pa

)

Fig. 2.9 − Diagrama p-Vcc/V comparativo entre ciclos

0.00E+00 1.00E-05 2.00E-05 3.00E-05 4.00E-05 5.00E-05 6.00E-05

1.28E+04

1.28E+05

1.28E+06

1.28E+07

1.28E+08

Miller 2008

Miller 21

OTTO

Volume (m3)

Pre

ssã

o (

Pa

)

Fig. 2.10 − Diagrama p-V comparativo entre ciclos

Usando as equações 2.3 a 2.5 (desprezando perdas de carga) obtemos:

ηOtto 12=52. 55 % ηMiller 17=56 .57 % ηMiller 21=59 . 22 %

11

Considerando as perdas de carga e utilizando as equações 2.6 a 2.10 para os ciclos de

Miller temos:

ηMiller 17=53 ,13 % ηMiller 21=55 , 71 %

Tabela 2.1 − Comparação de valores entre os três ciclos

Otto Miller 2008 Miller 21

Taxa de compressão 12 17 21,053

Eficiência volumétrica 100% 57% 57%

Volume da câmara de combustão 4,49 x10-6m3 3,09 x10-6m3 2,46 x10-6m3

Relação de compressão retida 12 9,69 12

Rendimento teórico 52,55% 56,57% 59,22%

Rendimento teórico com perdas

de bombagem 52,55% 53,13% 55,71%

2.2.2 Avanço de ignição

A combustão começa antes do final da compressão (após a ignição) e acaba pouco

depois do pico de pressão no cilindro ocorrer (Fig. 2.11).

Fig. 2.11 − Pressão vs ângulo de cambota (p-θ) para diferentes avanços de ignição (esquerda); efeito do

avanço de ignição no binário (direita). (adaptado HEYWOOD, 1988)

Existe, para as condições de funcionamento do motor em dado momento, um avanço

óptimo para o binário máximo, dando a mais rápida aceleração. Este avanço é o mesmo

para a máxima eficiência.

12

Se a combustão começar cedo demais a pressão dentro do cilindro fará com que o

trabalho de compressão realizado pelo pistão seja demasiadamente grande, fazendo baixar

o rendimento. Se a combustão começar tarde demais o pico de pressão no cilindro será

diminuído assim como o trabalho de expansão. Também serão maiores as perdas de calor

para as paredes devido à maior temperatura dos gases durante a expansão.

Como o avanço de ignição é estabelecido para o ciclo médio, o aumento da dispersão

cíclica faz aumentar as perdas de pressão média nos ciclos mais afastados da média

devido ao avanço não optimizado para esses ciclos.

2.2.3 Taxa de compressão

A taxa de compressão influência directamente no rendimento de um motor, como se

pode constatar nas equações 2.3 e 2.4 (maior taxa de compressão → maior rendimento).

O aumento da taxa de compressão produz outros efeitos benéficos, na busca do máximo

rendimento, descritos seguidamente.

Quanto maior for a taxa de compressão maior será a pressão e a temperatura no

momento de ignição, o que facilita as reacções químicas entre ar e combustível. Em

consequência disso diminui-se a duração da primeira fase de queima (Fig. 2.12 − Stage I).

Fig. 2.12 − Diagrama p-θ mostrando as diferentes fases de queima (Stage I, II, III) (adaptado HEYWOOD,

1988)

Ao diminuir o volume da câmara de combustão (para aumentar a taxa de

compressão) também se diminui o volume dos gases residuais do ciclo anterior na câmara

de combustão.

13

O aumento de taxa de compressão diminui a dispersão cíclica, porque aumenta a

densidade de mistura, o que é importante principalmente junto da vela para aumentar a

probabilidade de boa ignição.

2.2.4 Rácio ar/combustível (RAC)

A base teórica para entender a influência do RAC no consumo específico está

representada na Fig. 2.13.

Fig. 2.13 − Influência do RAC no consumo específico (adaptado MARTYR, 2007)

2.2.4.1 Misturas ligeramente ricas

Devido à dissociação a temperatura elevada seguida da combustão, existe oxigénio

nos gases queimados (considerando mistura estequiómetrica). Isto permite que

combustível extra seja adicionado à mistura e parcialmente queimado. Consequentemente

existe um aumento de temperatura e número de moles de gases queimados no cilindro.

Estes efeitos conjugados dão origem a um aumento de pressão, o que leva a um

aumento de potência. Contudo a eficiência do ciclo diminui. Isto porque o combustivel

adicional é apenas queimado parcialmente e toda a expansão é feita a maior temperatura

(aumentando as perdas por calor e pelo escape).

2.2.4.2 Misturas pobres

Teoricamente a eficiência aumenta linearmente com o aumento do RAC. Misturas

pobres queimam a menor temperatura (menores perdas por calor) e menor dissociação das

moléculas de CO2 e H2O. Assim, a fracção de energia libertada perto do PMS é maior.

Consequentemente, uma maior quantidade de energia será aproveitada para trabalho e a

14

porção de energia rejeitada no escape será menor (devido à menor pressão no final da

expansão).

Na prática, a dispersão cíclica e o tempo de combustão aumentam com o aumento do

RAC, fazendo com que a eficiência diminua em misturas muito pobres. Mesmo na

ausência de dispersão cíclica, a diminuição da eficiência é directamente proporcional ao

aumento do tempo de combustão (quanto maior o rácio, maior o tempo de combustão;

Fig. 2.14 e Fig. 2.15).

Fig. 2.14 − Atraso do início de queima em função de

percentagem de estequiometria (adaptado MARTYR,

2007)

Fig. 2.15 − Variação da velocidade de chama

com a riqueza da mistura (adaptado

MARTINS, 2005)

A dispersão cíclica também aumenta com o aumento do RAC devido à menor

probabilidade de boa ignição originada por pontos excessivamente pobres junto aos

eléctrodos da(s) vela(s) (Fig. 2.16).

Fig. 2.16 − Diagrama p-θ mostrando dispersão ciclíca para (a) mistura estequiométrica e (b) mistura pobre;

(adaptado MARTYR, 2007)

15

2.2.5 Turbulência

A velocidade de chama de uma mistura ar-combustível estacionária é muito baixa, o

que provoca grandes perdas por calor e a redução pico de pressão máximo (afastando do

ciclo teórico de maior rendimento). Existe grande interesse em elevar consideravelmente

a turbulência dentro da câmara de combustão para obter uma combustão quase

instantânea e aumentar o rendimento (Fig. 2.17).

Fig. 2.17 − Influência da velocidade de chama no diagrama p-θ; note-se o começo da combustão (adaptado

HEYWOOD, 1988)

A velocidade de chama em misturas pobres é relativamente baixa. Contudo, com

turbulência e taxa de compressão elevadas, é possível obter uma velocidade de chama

maior do que a que é obtida num motor convencional. O aumento de compacidade

(quando acompanhada de elevada taxa de compressão) dá origem a uma diminuição do

consumo específico (Fig. 2.18)

Fig. 2.18 − Consumo específico em função de λ; (adaptado MARTINS, 2005)

16

Uma maneira de aumentar eficazmente a turbulência, num motor de combustão

interna, é a utilização de uma zona de squish.

2.2.5.1 Squish

Squish é a área em que o pistão se aproxima muito da cabeça de motor, empurrando a

mistura para junto da vela com o intuito de criar turbulência e aumentar a compacidade da

câmara de combustão (Fig. 2.19). A velocidade dos gases empurrados para fora desta área

(consequentemente turbulência criada) depende da carga, velocidade do pistão, distância

do pistão à cabeça, taxa de compressão, largura da área de squish e distância do pistão à

cabeça no final da admissão (adaptado HEYWOOD, 1988).

Fig. 2.19 − Exemplo do fluxo criado pela squish, indicado pela setas; (adaptado HEYWOOD, 1988)

2.3Filmes finos

2.3.1 Técnica de Physical Vapor Deposition (PVD)

O processo de PVD pode ser hoje executado a temperaturas bem abaixo dos 250 ºC.

Tal facto permite revestir a maior parte dos substratos de aço, sem influir na

microestrutura ou nas propriedades mecânicas (HEDENQVIST et al., 1994). A maior

parte dos componentes dos motores são em aço tratado termicamente e, assim, muito

sensíveis à temperatura. Um processo acima dos 200ºC pode levar a uma redução

significativa da dureza e também a modificações dimensionais.

O grande potencial dos componentes revestidos, principalmente na indústria

automóvel, levou ao desenvolvimento de revestimentos PVD de baixo atrito para

motores. Tipicamente, estas aplicações necessitam de um revestimento resistente ao

desgaste, mas não necessariamente de um revestimento muito duro.

17

Num motor, o nível de desgaste tem de ser baixo, entre quaisquer duas peças em

contacto, para conservar as tolerâncias. Um revestimento por PVD que provou ser

próspero é o DLC.

2.3.2 Revestimentos Diamond-Like Carbon (DLC)

Os revestimentos de DLC consistem basicamente numa mistura de diamante com

grafite. As quantidades relativas destes dois componentes determinarão a maior parte das

propriedades do revestimento. As propriedades mecânicas e tribológicas dos

revestimentos DLC têm vindo a ser estudadas durante aproximadamente 30 anos. Os

revestimentos DLC têm várias propriedades interessantes, como por exemplo: excelente

adesão ao aço; inércia química elevada e baixo atrito em combinação com alta resistência

ao desgaste. Estas características fazem do DLC uma escolha muito interessante para

inúmeras aplicações em engenharia mecânica. Além do mais, a dureza do revestimento

pode ser escolhida (varia desde aproximadamente de 500 a 2500 HV) para produzir um

revestimento de uma única combinação para uma rodagem excelente e um baixo

coeficiente de atrito, aplicável na maior parte dos materiais de engenharia. Estas

propriedades deste tipo de revestimentos são especialmente ajustadas para diferentes

aplicações em motores.

2.3.3 Conjunto pistão, segmentos e camisa

O conjunto formado por pistão, segmentos e camisa desempenha um papel central no

trabalho de redução das perdas de compressão, o que resulta directamente na manutenção

dos níveis de eficiência e emissões.

Os problemas levantados pelo desgaste levaram várias companhias automóveis a

testar novos conceitos de camisa/segmento. Aplicando um revestimento PVD resistente e

de baixo atrito, os problemas acima mencionados podem ser solucionados. Testes de

laboratório mostraram que revestimentos PVD nos segmentos superam todas as soluções

existentes, especialmente no desgaste na camisa (Fig. 2.20). Também se concluiu que a

repetibilidade do desempenho do revestimento PVD é excelente (KYLEFORS et al.,

1998).

18

Fig. 2.20 − Resultados laboratoriais de teste pino-no-prato para simulação de mecanismo de desgaste em

segmento/camisa. Parâmetros de teste: carga de 8 MPa, temperatura 80 ºC, 6 horas de duração, frequência

de 6 Hz e óleo com 1% de fuligem; DLC = Me-C:H (adaptado KYLEFORS, 1998)

Para obter um bom revestimento, a peça terá que sofrer um pré-tratamento de

redução de rugosidade superficial para melhorar a adesão do filme (Fig. 2.21).

Fig. 2.21 − Efeito da rugosidade superficial do substrato na carga crítica (adaptado LARSSON et al., 1996)

Uma combinação optimizada de substrato, a sua preparação superficial, o seu

revestimento e a lubrificação podem, na maior parte de aplicações, melhorar

dramaticamente o desempenho de um sistema tribológico.

2.4 Análise ao motor em dinamómetro de inércia

Para calcular com rigor a eficiência do motor, é necessário averiguar as perdas

energéticas por parte do dinamómetro de inércia. Para isso foram usadas as seguintes

equações:

19

Ec=12

Iω2=12

mv2

(2.12)

Psaída=ΔEc

Δt acelera ç~a o (Potência dada ao dinamómetro de inércia) (2.13)

Pperda=ΔE c

Δt desacelera ç~a o (Potência perdida no dinamómetro de inércia) (2.14)

Pcarro=P saída+Pperda (2.15)

Fig. 2.22 - Esquema de biela (adaptado CARVILL, 2003)

Peso equivalente da biela:

m1=mcaL (Parte em translação) (2.16)

m2=mcbL (Parte em rotação) (2.17)

PEbielarot=m2⋅( s

2 )2⋅R2

r2

(2.18)

Peso equivalente do conjunto roda traseira:

PEroda=I

r2 (2.19)

Peso equivalente do conjunto cambota:

PEcambota=I⋅R2

r2

(2.20)em que:

PE x − Peso equivalente do conjunto ou componente xI – momento de inércia de rotaçãoR – relação de transmissão S – curso da cambotar – raio da roda traseiramc – massa da bielam1 – massa efectiva da biela em translaçãom2 – massa efectiva da biela em rotação

20

21

3 FABRICO DE CABEÇA DE MOTOR

3.1 Objectivo e contextualização

Esta parte da dissertação tem como objectivo o fabrico de uma cabeça de motor.

Esta cabeça de motor deverá ter algumas características específicas distintivas tais

como: duas velas de ignição (numa câmara de combustão); indução de escoamento

rotacional turbulento pela conduta de admissão (swirl); câmara de combustão

hemisférica; área de squish (Fig. 3.23) e uma câmara de água. A câmara de água (no

interior da cabeça de motor) tem uma razão para existir diferente da habitual: como

durante a competição o motor será desligado por longos períodos (15 segundos de

funcionamento para 2 a 5 minutos desligado), é muito importante que a temperatura

permaneça sem grandes alterações durante esse período. Obviamente, o exterior da

cabeça será convenientemente isolado. Adicionalmente, durante o ensaio em

dinamómetro, haverá circulação de água na mesma câmara de modo a manter-se

constante a temperatura da cabeça (arrefecimento) durante o funcionamento contínuo,

necessário para os testes de desenvolvimento.

Fig. 3.23 − Cabeça de motor com área de squish (a azul)

Como já referido, o desenvolvimento da cabeça de motor teve início em trabalhos

anteriores efectuados por alunos e professores do DEMUM, através do aperfeiçoamento

do modelo virtual (CAD). Gostaríamos de destacar David Krenovsky, que desenhou a

22

primeira versão do modelo virtual em 2002 (Fig. 3.24). Em 2003, Benjamin Tiercelin

introduziu a câmara de água (entre outras modificações). Em 2007, Stijn Coene fez um

estudo aprofundado em CFD sobre o efeito de swirl do canal de admissão (Fig. 3.25 e

3.4). Em 2008, Pedro Lopes fez as tentativas de fundição descritas no subcapítulo 3.2.

Fig. 3.24 − Primeiro desenho da cabeça de motor

(adaptado KRENOVSKY, 2002)

Fig. 3.25 − Resultado de swirl em FLUENT (adaptado

COENE, 2008)

Fig. 3.26 − Geometria de swirl (a cinza), válvula (a vermelho) e assento (a amarelo); (adaptado COENE,

2008)

3.1.1 Organização do trabalho de fabrico

Feita a análise das anteriores tentativas para investigação de problemas e simulação

numérica, procedeu-se à primeira impressão da moldação com base na geometria

anteriormente utilizada (com ligeiras alterações). Este primeiro teste foi feito para estudar

o novo material para moldações (suas propriedades e comportamento) e calibração da

simulação numérica com base na peça obtida.

Paralelamente, foi efectuado o redesenho da cabeça de motor de modo a solucionar

todos os problemas encontrados.

23

Deste modo, com a calibração feita e novo desenho foi possível tirar resultados mais

fidedignos a partir da simulação para o segundo teste de fundição.

Como foram detectados alguns defeitos no segundo teste de fundição, um terceiro

teste foi efectuado com base num redesenho da peça com pequenas alterações.

3.2 Análise da tecnologia e tentativas anteriores

As tentativas anteriores de fabrico da cabeça de motor foram estudadas de modo a

reconhecer potenciais melhorias necessárias para a obtenção de uma peça nas condições

desejadas.

Os problemas encontrados foram:

o Precisão geométrica

o Dificuldade de enchimento completo

o Remoção do macho interior da câmara de água

o Zonas de difícil acesso para maquinagem

3.2.1 Precisão geométrica

A precisão geométrica, no nosso caso, é de grande importância devido ao elevado

detalhe da geometria de swirl na conduta de admissão Fig. 3.27 b) e c). Esta deve ser

obtida directamente da fundição, sem necessidade de maquinagem correctiva.

Embora a precisão apresentada pelo fabricante da impressora SLS utilizada no

Centro de Formação Profissional da Indústria de Fundição (CINFU, Porto) seja muito

boa, o resultado após o processo de impressão, limpeza, cura e finalmente fundição não

apresentou o nível de detalhe desejado para a geometria de swirl (Fig. 3.27).

24

Fig. 3.27 − Comparação entre o resultado de 2008 a), e o desenho de CAD b) e c)

3.2.2 Dificuldade de enchimento completo

A posição em que se tentou fundir a peça (câmara de combustão voltada para cima)

revelou-se um erro nas tentativas do ano anterior, visto que as finas paredes em torno da

cavidade para a árvore de cames permitiram uma excessiva transferência de calor,

impossibilitando o enchimento total (Fig. 3.28).

Fig. 3.28 − Primeira tentativa de 2008

Foi então tentado o aumento de espessura destas paredes para possibilitar (sem

sucesso) o total enchimento da peça. Com o aumento de espessura destas paredes resultou

o aumento de massa da peça, factor importante num veículo de baixo consumo onde a

25

massa desempenha um papel crucial (Fig. 3.29). A peça apresentou defeitos graves em

redor da câmara de combustão, impossibilitando o seu uso (Fig. 3.30).

Fig. 3.29 − Pesagem do segundo teste de fundição de 2008, 527,84 g

Fig. 3.30 − Defeitos de fundição assinalados: Rechupes (com paredes muito finas nas imediações)

3.2.3 Remoção do macho interior da câmara de água

Com a geometria das tentativas anteriores, todo o macho interior da câmara de água

tinha de ser retirado através de dois pequenos orifícios em cantos opostos da mesma. Esta

constrição geométrica, associada com a elevada dureza do macho após fundição apenas

26

removível por maquinagem (Fig. 3.31) ou temperaturas superiores a 400ºC, tornam a

remoção deste macho numa operação de grande dificuldade.

Embora possível, foi rejeitada a remoção da areia através da temperatura elevada por

ser potencial fonte de distorção geométrica inaceitável, dada a grande disparidade de

coeficientes de expansão térmica entre a liga de alumínio e a areia.

Fig. 3.31 − Remoção do macho superior (adaptado LOPES, 2008)

3.2.4 Zonas de difícil maquinagem

Com a anterior geometria parcialmente representada na Fig. 3.32, podemos ver que,

do lado da admissão, a zona de maquinagem da guia de válvula é de difícil acesso.

Fig. 3.32 − Representação típica do curso efectuado por broca

3.3 Optimização da geometria através de simulação numérica

Foram simuladas diversas condições de fundição para obter um resultado optimizado

em software a fim de se ter um bom ponto de partida teórico para a obtenção da peça na

27

prática. Foi usado o programa Nova Flow & Solid® para o efeito. Os parâmetros variados

na simulação foram:

o Temperatura de vazamento

o Temperatura da moldação

o Alterações geométricas na peça

A optimização começou com a introdução das alterações sugeridas no ano anterior:

inversão da posição de vazamento (câmara de combustão voltada para baixo) e criação de

um orifício na parede superior da câmara de água para extracção de gases e melhor apoio

entre os machos interiores (Fig. 3.33). Posteriormente foram testadas pequenas alterações

no desenho de CAD de modo a obter uma simulação que não apresentasse defeitos

significativos. Assim foi possível apreciar e discutir os defeitos obtidos no fundido,

comparar com a simulação numérica e calibrar o software.

Fig. 3.33 − Peças em corte: posição original de fundição (2008, esquerda); posição sugerida com orifício a

azul (2009, direita)

3.3.1 Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição

O sistema de enchimento usado no primeiro teste teve por base o sistema de 2008.

Para minimizar a turbulência do metal líquido, o canal de descida passou de secção

redonda para quadrada, mantendo-se a mesma área de secção. O escalonamento deste

sistema foi 1 ; 1 ; 1 (Fig. 3.34 à direita).

28

Não é possível, usando esta tecnologia, garantir o acabamento superficial necessário

para os diversos planos de apartação, garantindo a estanquicidade e precisão de

posicionamento dos componentes adjacentes à cabeça de motor. É então necessária a

introdução de sobreespessuras nestas superfícies, para posterior maquinagem, de modo a

ter a precisão desejada.

Fig. 3.34 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do primeiro teste

Na Fig. 3.34 estão representadas as zonas com sobreespessura e sistema de

enchimento e alimentação onde se podem ver:

o Furos para apartação dos colectores e conjunto cabeça-bloco (vermelho)

o Furos para admissão de água (azul claro)

o Rectificação para a obtenção da superfície de apartação entre cabeça e bloco

(azul escuro)

o Rectificação para a obtenção dos apoios da árvore de cames (verde claro)

o Furos para as guias das válvulas (verde escuro)

o Furos para as velas (amarelo)

o Furos para tampa da câmara superior e apoios dos balanceiros (laranja)

o Sistema de enchimento e alimentação (cinza)

29

3.3.2 Simulação numérica – Primeiro teste

Deste primeiro conjunto de simulações, obtiveram-se os resultados representados na

Fig. 3.35.

Nesta previsão de rechupes é possível observar a quase total ausência destes.

Contudo a previsão do tempo de solidificação alertou para o facto de que existia uma

grande quantidade de pontos quentes em torno da câmara de água, juntos às massividades

dos apoios de parafusos e às ligações dos colectores (toda a região azul escura). Quanto à

previsão de retenção de ar na moldação, todos sítios apontados pela simulação tinham

sobreespessura para maquinagem, não levantando problemas.

Fig. 3.35 − Previsões de: rechupes (acima esquerda); tempo de solidificação (acima direita); retenção de ar

na moldação (baixo)

30

3.3.3 Cacho em CAD – Primeiro teste

A Fig. 3.36 representa o cacho usado para o primeiro teste. É este o resultado final da

simulação numérica.

31

Fig. 3.36 – Cacho virtual para o primeiro teste

3.4 Impressão de moldações

A tecnologia utilizada pela impressora Z Corporation 301 Plus® assemelha-se a um

sistema de impressão por jacto de tinta utilizado como periférico de um computador do

dia-a-dia. A própria máquina utiliza peças de uma impressora comum na sua construção

só que, em vez jactos de tinta, as cabeças de impressão expelem um aglutinante composto

de uma solução aquosa e uma cola. Esta técnica é muito parecida com a técnica de SLS,

mas em vez de um laser, a aglutinação do pó é feita por uma cabeça de impressão de

jactos de aglutinante.

A máquina é normalmente constituída por um reservatório de pó, pó este que pode

ser de vários materiais (como foi referido acima); uma plataforma que suporta as várias

camadas de pó e que se movimenta no sentido descendente; um rolo para deposição e

regulação da camada de pó na plataforma; e a(s) cabeça(s) de jacto de aglutinante que

provém de um recipiente também existente na máquina (Fig. 3.37).

Fig. 3.37 − Esquema de funcionamento de uma impressora 3D

A moldação foi impressa a partir do modelo de CAD, após a conversão dos ficheiros

para STL e depois para SLI.

32

Sabendo que haveria pó não-aglomerado nos espaços entre as carapaças e machos

após a impressão, optou-se por imprimir a moldação em partes. Só deste modo foi

possível garantir necessária limpeza total anterior à fundição.

3.4.1 Novo material para moldações

Dadas as limitações encontradas no processo anterior para a obtenção da cabeça para

o motor, optou-se por um novo material de moldação, o zp131® da ZCorp®.

Face à tecnologia anteriormente utilizada, este material (em conjunto com a

impressora Z Corporation 301 Plus®) apresenta as seguintes vantagens para a obtenção

desta peça em questão:

o Maior precisão geométrica dos fundidos

o Melhor acabamento superficial

o Maior dureza das moldações antes da fundição

o Boa colapsibilidade dos machos interiores após fundição

Como desvantagens temos:

o Maior formação de gases (resultantes da combustão e libertação de humidade)

o Impermeabilidade à saída de gases.

3.5 Primeiro teste de fundição

3.5.1 Primeira impressão

Tendo em conta em geometria do cacho, a moldação e separação da mesma é

representada na Fig. 3.38. Podemos ver no Anexo B a moldação em detalhe.

33

Fig. 3.38 − Vista explodida do conjunto – primeiro teste

As figuras Fig. 3.39 até Fig. 3.41 mostram as peças impressas e alguns passos da

montagem da moldação.

Fig. 3.39 − Macho da câmara de combustão (note-se o excepcional detalhe da impressão)

Fig. 3.40 − Parte da moldação com carapaça e dois meios-machos (esquerda); igual ao anterior mas com

macho da câmara de combustão (direita)

34

A escolha dos planos de apartação também foi alvo de estudo. Dada a antecipação de

elevada produção de gases e a impermeabilidade do material de moldação, estes planos

permitiram que os gases tivessem saídas eficazes da cavidade moldante.

Fig. 3.41 − Machos montados (esquerda); Moldação montada (direita)

35

3.5.2 Liga de alumínio A413.0

A liga utilizada nos testes foi a A413.0 (primeira fusão). A sua composição química

encontra-se na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 − Composição química típica da liga A413.0 (adaptado DAVIS, 2003)

Elementos Sil

ício

Fer

ro

Cob

re

Man

ganê

s

Mag

nési

o

Níq

uel

Zin

co

Chu

mbo

Out

ros

Alu

mín

io

Percentagem11,0 a

13,01,3 1,0 0,35 0,10 0,50 0,50 0,15 0,25

Res

tant

e

Esta liga é recomendada para peças com elevado detalhe e parede finas. Também é

caracterizada por ter boa resistência à corrosão, excelente fluidez e boa retenção de

pressão das peças. Todas estas características são necessárias para a obtenção desta peça.

3.5.2.1 Afinador de grão

A liga mãe Al-5%Ti-1%B foi utilizada como afinador de grão. É vulgarmente

utilizada esta liga mãe em ligas de alumínio-silício para melhoria das propriedades

mecânicas do produto final. Usou-se 0,2% desta liga por massa da liga A413.0.

3.5.2.2 Modificador de grão

A liga mãe Al-5%Sr foi utilizada como modificador de grão. Ao adicionar esta liga

dá-se a transformação do silício eutectóide de lamelar para fibroso, resultando na

melhoria das propriedades mecânicas. Usou-se 0,3% desta liga por massa da liga A413.0.

3.5.2.3 Preparação da liga e fusão (primeira tentativa de fundição)

A liga foi fundida num forno de indução com um cadinho de SiC com diâmetro de

170 mm e uma altura de 180mm à temperatura de 730±10ºC. Trinta minutos após a

completa fusão, foi desgaseificado por introdução de árgon no banho, durante 10 minutos,

36

a 3,0 bar de pressão relativa. Foi então introduzido o afinador e modificador de grão.

Após cinco minutos, foi retirada a escória, o banho agitado e vazou-se.

3.5.3 Vazamento

A moldação foi coberta a toda a volta com areia grossa e pequenas pedras soltas de

modo a proteger quem efectuou o vazamento. O macho superior também cheio da mesma

matéria para que, em caso de fuga ou ruptura deste, não entrasse metal na cavidade

superior inviabilizando toda a peça (Fig. 3.42).

Fig. 3.42 − Moldação pronta a receber metal líquido

A combustão do zp131® e consequente libertação de gases de combustão, logo após

o final do vazamento, foi muito intensa (Fig. 3.43).

Fig. 3.43 − Instante seguinte ao primeiro vazamento

37

3.5.4 Resultado do primeiro vazamento

Trinta minutos após o vazamento o cacho foi desmoldado sem grande dificuldade

(Fig. 3.44).

Fig. 3.44 − Cacho obtido no primeiro teste

38

3.5.4.1 Defeitos encontrados

A partir da Fig. 3.45 pode-se concluir que os defeitos revelados provêm de:

Fig. 3.45 − Defeitos de fundição no primeiro teste

A: A massividade local permitiu que o metal continuasse líquido, ao contrário das

finas paredes circundantes, dando origem ao rechupe. A posição do ataque contribuiu

para o agravamento deste rechupe, aumentando a temperatura local, por passagem

continuada de metal quente durante o enchimento;

B, E: A contracção deve-se à proximidade da massividade para apartação do colector;

C: Macho partido durante a montagem da moldação;

D: Retenção de gases e elevada proximidade entre machos;

F1, F2: Libertação de gases produzidos pelo macho da câmara de água;

G: Enchimento incompleto devido a um sistema de enchimento mal dimensionado;

H: Enchimento incompleto devido a retenção de gases, por saída mal dimensionada.

39

3.6 Calibração da simulação numérica

A simulação numérica foi calibrada de modo a reflectir, com proximidade aceitável,

o resultado obtido da fundição.

Após a calibração, os resultados numéricos aproximam-se muito do resultado prático

(Fig. 3.46).

Fig. 3.46 − Calibração da simulação numérica

Na Fig. 3.46 a) pode-se ver que o tempo de solidificação, a azul-escuro, é muito

extenso (cerca de 11s) quando comparado ao tempo da zona branca adjacente (quase

instantânea).

Na Fig. 3.46 b) pode-se ver a retenção de gases, a laranja, que representa o

enchimento incompleto naquela zona. Repare-se ainda que os alimentadores os pontos

com maior tempo de solidificação.

40

3.7 Segundo teste de fundição

3.7.1 Segundo desenho da cabeça de motor

Com o conhecimento adquirido nas tentativas anteriores, conceitos teóricos e

simulações, foi alterado o desenho de CAD com o intuito de eliminar todos os problemas

encontrados e, simultaneamente, melhorar a peça.

O risco de fuga de gases de dentro do cilindro é sempre um parâmetro importante a

considerar no projecto de uma cabeça de motor. Dadas as elevadas pressões de combustão

antecipadas, foi diminuída a distância dos parafusos (para aperto da cabeça ao cilindro) à

câmara de combustão (de 23 x10-3m para 4,5 x10-3m - Fig. 3.47 assinalado a azul) de

modo a garantir boa estanquicidade.

Foi diminuído o diâmetro dos parafusos da tampa das válvulas (de M6 para M4) visto

não ser uma união de grande responsabilidade. Conseguiu-se assim uma redução de

massa na cabeça e parafusos (Fig. 3.47 assinalado a verde).

Fig. 3.47 − Vista de baixo comparativa entre primeiro e segundo teste

Ao aproximar os parafusos da cabeça da câmara de combustão foi possível eliminar

as massividades que causam os problemas de fundição anteriormente descritos (Fig. 3.48

assinalado a vermelho). As restantes massividades, no plano de apartação dos colectores,

foram diminuídas para apenas uma parede de 3 x10-3m em redor das condutas e parafusos

(Fig. 3.48 assinalado a azul).

41

Fig. 3.48 − Redução de massividades – primeiro teste à direita

O volume da câmara de água foi quase eliminado ao aproximar os parafusos da

cabeça da câmara de combustão. Este volume foi então aumentado para maior

homogeneidade e inércia térmica (Fig. 3.49 a azul). Ao aumentar as dimensões desta

tornou-se evidente que se poderiam criar aberturas de ambos os lados (Fig. 3.47

assinalado a vermelho) com as seguintes vantagens: diminuição da massa da cabeça;

maior saída de gases do macho interior durante a fundição; circulação de líquido

refrigerante da cabeça para o cilindro facilitada. O aumento de volume desta foi de 103%

(de 4,86 x10-5m3 para 9,99 x10-5m3).

Fig. 3.49 – Vistas em corte da câmara de água – segundo teste (cima-esquerda e baixo); primeiro teste

(cima-direita)

42

Fig. 3.50 − Modificação de raio dos cantos − primeiro teste à esquerda

Quanto maior o volume da peça, maior é a quantidade de metal quente que passa

pelos ataques, o que aumenta a temperatura local destes. Isto pode originar defeitos na

peça. Aumentou-se o raio exterior nos cantos da peça, de modo a manter a espessura

constante em toda a parede, diminuindo o volume de alumínio necessário e a massa da

peça (Fig. 3.50 assinalado a vermelho).

Ao testar as válvulas na cabeça, foi revelado um erro de projecto - a distância entre a

ponta da válvula e o assento da mola era insuficiente para o curso da válvula. Aumentou-

se esta distância em 3x10-3m (Fig. 3.51 a azul).

Fig. 3.51 − Abaixamento dos assentos de molas − segundo teste a azul

43

3.7.2 Simulação numérica

Os resultados obtidos na simulação numérica do segundo teste de fundição indicaram

uma peça sem defeitos logo na primeira simulação (com o alumínio líquido a 730ºC).

Foram então testadas temperaturas sucessivamente mais baixas até 680ºC.

Embora, possivelmente, qualquer das temperaturas de vazamento simuladas desse

origem ao resultado pretendido, foi escolhida a temperatura de 700ºC por ser aquela que

apresentou menor disparidade de tempo de solidificação entre as várias zonas da peça

(Fig. 3.52).

Fig. 3.52 − Previsões de: rechupes (cima); tempo de solidificação (baixo) – vazamento a 700 ºC

44

3.7.3 Sistema de enchimento e sobreespessuras de fundição

Dados os problemas encontrados no primeiro teste e os resultados da simulação

numérica, o sistema de enchimento para o segundo teste foi modificado. As modificações

foram: secção mínima do canal de descida duplicada; canal de descida convergente;

maior bacia de vazamento; duplicação de número de ataques. Para manter a pressão

metalostática no sistema de enchimento, a soma da área de secção dos ataques foi

igualada à área de secção dos canais de distribuição. O escalonamento deste sistema foi 4;

2; 1 (Fig. 3.53).

Fig. 3.53 − Sistema de enchimento e sobreespessuras para maquinagem do segundo teste

45

3.7.4 Cacho em CAD – segundo teste

A geometria final do segundo cacho é representada na Fig. 3.54.

46

Fig. 3.54 – Cacho virtual para o segundo teste

3.7.5 Impressão da segunda moldação

Tendo em consideração a geometria do cacho, a moldação e separação da mesma é

representada na Fig. 3.55.

Fig. 3.55 − Vista explodida de conjunto – segundo teste

Para bem aproveitar as novas aberturas da câmara de água (Fig. 3.47), foram

introduzidos orifícios no macho da câmara de água (Fig. 3.56 a vermelho) de modo a ser

facilitada a extracção de gases. Note-se, na Fig. 3.56, os canais ao longo das condutas de

admissão e escape para fácil remoção de gases.

Fig. 3.56 − Vistas de corte mostrando respiros de gases

47

48

3.7.6 Segundo teste de fundição

A liga utilizada para este teste foi a mesma que para o anterior. A preparação da liga

para a segunda tentativa de fundição apenas difere da primeira nos seguintes parâmetros:

o Forno de resistências

o Temperatura: 700±10ºC

O material usado para a moldação provou ser resistente o suficiente para dispensar a

areia em seu redor e também na cavidade do macho superior. Queria-se ter a maior

facilidade possível para extracção de gases para o exterior. Utilizaram-se grampos para

abraçar as partes constituintes da cavidade moldante (Fig. 3.57).

Fig. 3.57 − Segunda moldação com grampos

49

3.7.7 Resultados do segundo vazamento

Graças ao novo (e muito eficaz) sistema de enchimento, a velocidade do metal

líquido aumentou fazendo com que este se elevasse cerca de 5 cm acima da moldação

(Fig. 3.58 a vermelho) e preenchesse a cavidade do macho superior com cerca de 2 cm de

alumínio (Fig. 3.59).

Fig. 3.58 − Instante seguinte ao segundo vazamento

Fig. 3.59 − Vistas de cima do enchimento indevido da cavidade do macho superior

50

Trinta minutos após o vazamento, o cacho foi desmoldado e limpo (Fig. 3.60).

Fig. 3.60 − Cacho obtido do segundo vazamento

A geometria de swirl apresentou excelente detalhe, como se pode apreciar na Fig.

3.61. Pode-se considerar uma importante (e necessária) evolução no fabrico da cabeça de

motor.

51

Fig. 3.61 − Comparação entre o resultado de 2008 b), 2009 a) e c) e o desenho de CAD d) e e)

3.7.7.1 Defeitos encontrados

Os defeitos encontrados no segundo vazamento são mostrados nas Fig. 3.62 e Fig.

3.64.

Fig. 3.62 – Geometria a obter (cima); Defeitos no segundo vazamento (baixo)

A porção de alumínio que preencheu indevidamente a cavidade (Fig. 3.59 e Fig.

3.63) foi a principal origem dos defeitos encontrados.

A parede superior da câmara de água, durante a solidificação da peça, manteve-se

quente devido a essa porção de alumínio. Isto levou a que as paredes adjacentes

solidificassem primeiro, dando origem aos rechupes encontrados o que se agravou pela

produção de gases que não tiveram uma saída eficaz.

52

Ainda devido ao mesmo problema as paredes verticais, que incluem os apoios da

árvore de cames, foram gravemente afectadas (redução de espessura e fissuração) também

pela grande produção de gases.

Fig. 3.63 − Porção de alumínio responsável pelos defeitos encontrados

A câmara de combustão e condutas de admissão e escape sofreram distorção devido

ao plano de apartação das moldações. Na Fig. 3.64 são mostradas as medições A, B, C e

D. A diferença de comprimento entre A-B e C-D é de 1x10-3m.

Fig. 3.64 − Distorção da câmara de combustão e condutas

Houve também um desalinhamento do mesmo plano de apartação, dando origem ao

defeito mostrado na Fig. 3.65.

53

Fig. 3.65 − Defeito na conduta de admissão

3.8 Terceiro teste de fundição

3.8.1 Terceiro desenho da cabeça de motor

Pelos problemas encontrados no segundo teste de fundição, surgiu a necessidade de

fazer alterações ao desenho do cacho e moldações. As alterações efectuadas no desenho

do cacho estão representadas na Fig. 3.66. Assinaladas a negro, estão as nervuras criadas

com o intuito de não permitirem a saída do alumínio líquido a grande velocidade como

aconteceu no segundo vazamento. Criou-se um orifício (assinalado a verde) para mais

fácil remoção do macho após o vazamento e escoamento de gases. Aumentaram-se os

apoios dos balanceiros (a azul). Inclinou-se a parede superior da câmara de água (declive

a vermelho; A = 5x10-3m) para guiar os gases produzidos até ao plano de apartação entre

o macho da câmara de água e o superior (Fig. 3.67 assinalado a verde).

54

Fig. 3.66 − Modificações a cabeça – terceiro teste; vista de corte

A moldação foi modificada como mostra a Fig. 3.67. Foi criado um deflector para o

alumínio líquido ser escoado para fora da moldação e não encher a cavidade do macho

superior (assinalado a vermelho). Foram também criados novos furos dentro do macho da

câmara de água para permitirem o escoamento de gases do interior deste para fora (a

azul).

55

Fig. 3.67 − Moldação em corte − terceiro teste de fundição

Por ter havido uma deformação da câmara de combustão e das condutas de admissão

e escape no segundo vazamento, modificou-se uma das partes da moldação de modo a ter

uma peça inteiriça (Fig. 3.68). Embora dificulte a limpeza do pó não-aglomerado,

consideramos ser uma medida essencial para o aumento de qualidade do fundido.

Fig. 3.68 − Parte da moldação − terceiro teste de fundição

O sistema de enchimento e as sobreespessuras foram iguais às do segundo teste.

A preparação da liga e moldação foram iguais às do segundo teste.

56

3.8.2 Terceiro vazamento

O cacho obtido no terceiro vazamento é mostrado na Fig. 3.69.

Fig. 3.69 − Cacho obtido no terceiro vazamento

Os defeitos encontrados nos apoios da árvore de cames do segundo vazamento não

foram encontrados no terceiro, como mostra a Fig. 3.70.

Fig. 3.70 − Comparação entre o segundo (esquerda) e o terceiro vazamento (direita)

3.8.2.1 Defeitos encontrados

57

Os defeitos encontrados, no terceiro vazamento, são mostrados na Fig. 3.71. A

parede superior foi novamente afectada, com maior intensidade neste vazamento. Embora

apresente menos furos, a espessura final desta parede é muito pequena (tornando-a frágil).

Fig. 3.71 − Geometria a obter (cima); Defeitos no terceiro vazamento (baixo)

58

4 MOTOR ACTUAL

4.1 Cronologia desta parte do trabalho

01/01/2009 → 07/05/2009

Após desmontar e avaliar a degradação sofrida pelo motor durante as provas e testes

no ano anterior, foram aplicados filmes finos a fim de restaurar as peças desgastadas até à

sua especificação original.

Paralelamente, o novo pistão foi maquinado de modo a elevar a taxa de compressão e

optimizar a câmara de combustão. As correcções para a temperatura de motor e do ar

admitido foram efectuadas. O trabalho desenvolvido até aqui deu origem à especificação

do motor denominada “Miller 21”.

Durante a prova alemã foram danificados o pistão, a cabeça de motor e o escape. O

escape foi restaurado sem perda de função. Foram maquinados um segundo pistão e uma

cabeça de motor, de modo grosseiro, a fim de se poder fazer a única tentativa válida.

15/06/2009 → 29/07/2009

A cambota foi maquinada para reduzir a sua inércia e as molas das válvulas testadas e

seleccionadas. O trabalho desenvolvido até aqui deu origem à especificação do motor

denominada “UMSpeed”. O motor foi então rodado, testado e optimizado.

No decorrer da prova inglesa foram testadas afinações de motor, embraiagem e

estratégias de pilotagem.

Foi feita a caracterização do dinamómetro de inércia e dos principais componentes

em movimento no motor e procedemos a novos testes. Daqui tiraram-se os valores de

consumo específico apresentados.

59

4.2 Descrição do motor antes da modificação

Esta parte do trabalho tem como objectivo o aumento de eficiência energética do

motor presente no EconomicUM. O motor actual, originalmente de uma scooter Honda®,

tem sofrido constantes modificações desde o dia que foi adquirido. Todos os seus

componentes foram modificados para lhes reduzir a massa, o atrito e ao aumentar a

eficiência do motor no global.

Tal como no ano anterior, o motor foi desmontado para averiguar a condição dos

componentes. Após completa desmontagem e limpeza, todas peças foram inspeccionadas

e medidas para certificarmos de que ainda se encontravam dentro das especificações de

funcionamento.

O pistão encontrava-se gravemente danificado, com a saia muito riscada, fissurada e

diâmetro fora da especificação (Fig. 4.72).

Fig. 4.72 − Pistão 2008 danificado; fissura assinalada a azul

O cilindro apresentou desgaste, principalmente na área de contacto com a saia do

pistão e riscos profundos. O seu diâmetro interno não se encontrava de acordo com a

especificação (Fig. 4.73).

Fig. 4.73 − Cilindro 2008 danificado

60

As válvulas também apresentaram desgaste, embora ainda dentro da especificação de

fábrica (Fig. 4.74). Contudo, a folga entre as válvulas e respectivas guias já não se

encontraram dentro do intervalo previsto devido ao desgaste das guias.

Fig. 4.74 − Válvulas 2008

As restantes peças do motor encontraram-se dentro das especificações de fábrica.

4.3 Restauro do motor

4.3.1 Preparação de peças para revestimento com filmes finos

Foi decidido que se poderia recuperar o cilindro e válvulas com recurso a filmes

finos. Estes filmes de baixo coeficiente de atrito são adequados para o efeito.

A boa adesão destes filmes às peças e a sua durabilidade depende muito da

rugosidade superficial (deve ser tão baixa quanto possível). Todas as peças foram então

polidas antes de serem revestidas como é mostrado nas Fig. 4.75 e Fig. 4.76.

Fig. 4.75 − Preparação do cilindro para revestimento (esquerda); cilindro polido (direita)

61

Apesar de não se terem conseguido retirar completamente todos os riscos

(principalmente os mais profundos), o resultado do polimento do cilindro foi considerado

aceitável.

Fig. 4.76 − Válvulas polidas

Usou-se um novo pistão, visto que não foi possível recuperar o anterior dado o seu

mau estado. Tal como os componentes anteriores, este foi meticulosamente polido. Note-

se, na Fig. 4.77, o reflexo das letras na saia do pistão.

Fig. 4.77 − Comparação do acabamento da saia de fábrica (esquerda) e polida (direita)

O segmento de óleo, cavilhão e segmento de compressão também foram

seleccionados para revestimento (Fig. 4.78).

Fig. 4.78 − Componentes novos prontos para revestir

62

4.3.2 Resultados dos revestimentos com filmes finos

Todos os componentes ferrosos foram revestidos com DLC e o pistão (de liga de

alumínio-silício) foi revestido com Ni-PTFE®.

As peças na Fig. 4.79 foram revestidas com sucesso, apresentando bom acabamento

superficial e dimensões dentro das especificações do motor.

Fig. 4.79 − Peças novas revestidas

Como o cilindro apresentava dimensões fora da especificação, os filmes foram

depositados com elevada espessura de modo a restaurar as folgas originais (Fig. 4.80).

Sabendo que a espessura destes filmes é limitada (não se conseguiria diminuir o diâmetro

interno do cilindro até ao pretendido), optou-se em aumentar o diâmetro do pistão,

também através de filmes finos, para compensar. Foi obtida, com sucesso, a folga

desejada entre os dois componentes.

Fig. 4.80 − Pistão e cilindro revestidos

Como o cilindro ainda apresentava alguns dos riscos resultantes do desgaste anterior,

o revestimento do pistão foi rapidamente desgastado (Fig. 4.81).

63

Fig. 4.81 − Riscos na saia do pistão

4.4 Optimização do motor actual

4.4.1 Câmara de combustão de 2008

A geometria da câmara de combustão de 2008 foi estudada de modo a descobrir áreas

a melhorar. Para medir com precisão a distância do pistão à cabeça e a espessura da área

de squish utilizou-se plasticina. Encheu-se a câmara de combustão deste material,

montou-se a cabeça de motor (com a junta respectiva e sem vela) e rodou-se a cambota

em ambos os sentidos junto ao PMS. Conseguiu-se assim moldar a plasticina com a

forma da câmara de combustão. Com um bisturi, cortou-se a plasticina e efectuaram-se as

medições (Fig. 4.82).

Fig. 4.82 − Estudo da câmara de combustão de 2008

A principal área de squish é assinalada a vermelho na Fig. 4.82. A espessura medida

variava entre 0,75 x10-3m e 1,25 x10-3m. Assinalada a branco na mesma figura está a

distância entre o pistão e a válvula de escape (cerca de 3 x10-3m).

64

4.4.2 Maquinagem de componentes para obter nova taxa de compressão

Para aumentar a taxa de compressão de 17:1 para 21:1 e optimizar a câmara de

combustão maquinou-se um pistão, duas válvulas, uma cabeça de motor e um cilindro.

Fig. 4.83 – Comparação entre pistão novo e de 2008 (esquerda); maquinagem do pistão (direita)

Com base no pistão de 2008 (Fig. 4.83), modificou-se um pistão original a fim de

obter uma geometria similar (Fig. 4.84 − direita). Seguidamente maquinou-se a superfície

inferior do cilindro, por etapas, até obtermos um baixo volume da fenda do primeiro

segmento, ao mesmo tempo que se diminuiu o volume da câmara de combustão até ao

valor desejado.

O resultado das modificações descritas é o aumento da compacidade, da área de

squish e a diminuição do volume de fendas.

Fig. 4.84 − Comparação entre áreas da câmara de combustão no pistão (coloridas) e maior distância da

propagação de chama (linhas brancas)

65

O aumento de compacidade foi conseguido através da redução da área de

transferência de calor da câmara de combustão em 34,9% (diferença entre a área a

vermelho e a verde). A maior distância a percorrer pela frente de chama foi reduzida

2,7% (Fig. 4.84 – linhas brancas).

Aumentou-se a área de squish em 99,6% (Fig. 4.84 – diferença entre áreas não

coloridas). A espessura da área de squish foi modificada (e controlada) durante este

processo de modo a obter uma espessura uniforme de 0,3 x10-3m (Fig. 4.85).

Fig. 4.85 – Espessura da área de squish final

Foi diminuído o volume da fenda do pistão até ao primeiro segmento em 50%, por se

ter diminuído a altura dessa fenda (de 1,5x10-3m para 0,75x10-3m; Fig. 4.86).

Fig. 4.86 − Espessura do volume da fenda até ao primeiro segmento (A)

As arestas das válvulas de admissão e escape foram arredondadas de modo a

minimizar o volume da fenda nestas zonas (Fig. 4.87).

Fig. 4.87 − Redução do volume da fenda da válvula; Antes (direita) e depois (esquerda)

66

A distância entre o pistão e a vela foi modificada para 1,5 x10-3m (Fig. 4.88). Esta

dimensão foi pensada para garantir que o pistão não tocaria na vela e que não iria haver

faísca para o pistão.

Fig. 4.88 − Distância da vela ao pistão no PMS

No decorrer desta maquinagem, percebeu-se que não seria possível aumentar a taxa

de compressão para o valor pretendido sem destruir parcialmente a ranhura do primeiro

segmento junto à vela. Para contornar esta situação maquinou-se a cabeça de motor para

acomodar o pistão nesta zona, conseguindo com sucesso, o incremento de taxa de

compressão sem prejudicar a optimização da câmara de combustão pretendida.

4.4.3 Cambota e roda dentada de arranque

A cambota foi maquinada para obter menor inércia de rotação. Retirou-se material

principalmente na zona exterior, visto que o momento de inércia depende do raio de

giração.

Fig. 4.89 − Cambota original (esquerda); cambota modificada (direita)

A maquinagem foi efectuada num torno de modo a retirar material uniformemente

mantendo o equilíbrio original.

67

A roda dentada de arranque também foi muito modificada com o intuito de reduzir a

inércia de rotação.

4.4.3.1 Equilibragem de motor

O motor foi equilibrado posteriormente às modificações. Por ser um motor

monocilíndrico, a equilibragem foi feita com pistão, cavilhão e biela montados.

Utilizaram-se duas réguas fio-de-cabelo para o efeito.

4.4.4 Isolamento térmico do motor

Durante as tentativas em pista em 2008, o isolamento térmico existente de

Rockwool® provou ser insuficiente e pouco prático (Fig. 4.90). Este obrigava a iniciar as

tentativas a uma temperatura bastante elevada para compensar o facto de o motor

arrefecer rapidamente. Também obrigava a uma grande perda de tempo quando era

necessário desmontar o motor, tendo ainda o inconveniente de que não podia ser

totalmente reaproveitado.

Fig. 4.90 − Isolamento térmico do motor em 2008

Foi então desenvolvido um novo isolamento térmico. Pretendia-se que tivesse as

seguintes características:

o Desmontável

o Duradouro

o Bom desempenho térmico

68

o Leve

o Rígido para tapar partes móveis (roda dentada de arranque e embraiagem)

Foi escolhido o poliestireno extrudido de alta densidade por apresentar todas as

características especificadas. Este material foi cortado, esculpido e colado para formar

quatro grandes peças.

Visto que a gasolina dissolve este material com relativa facilidade, optou-se por

revestir exteriormente o isolamento com folha de alumínio para impermeabilizar contra

possíveis derrames (Fig. 4.91).

Fig. 4.91 − Aspecto final do novo isolamento térmico

Tendo o cuidado de tapar todos os orifícios e planos de apartação das quatro peças do

isolamento, foi possível aquecer o motor mais rapidamente que em 2008 e manter o

motor numa gama de temperatura constante.

4.5 Dinamómetro de inércia e sua caracterização

Um dinamómetro de inércia consiste simplesmente num conjunto de massas que são

obrigadas a rodar pelo motor. O motor pode ser ligado directamente ao dinamómetro ou

a(s) roda(s) motriz(es) do veículo pode(m) ser colocada(s) sobre o dinamómetro. Visto

que o motor do EconomicUM apenas funciona em regime de aceleração faz todo o

sentido usar este tipo de dinamómetro (adaptado MARTINS, 2006). Por razões de ordem

prática, coloca-se o EconomicUM sobre o dinamómetro. Sabendo a inércia das massas em

movimento, é possível calcular a quantidade de energia que tem de se fornecer a essas

69

massas para fazer variar a sua velocidade. Comparando esta energia com o consumo de

combustível, podemos calcular a eficiência do motor.

Até ao presente trabalho, todos os cálculos de rendimento haviam utilizado um valor

aproximado da inércia de rotação do dinamómetro e não havia sido contabilizada a

inércia das peças em movimento no motor. Existia, então, a necessidade de quantificar

com maior rigor estas inércias de modo a obter resultados de consumo mais fidedignos.

As perdas mecânicas descritas não também haviam sido caracterizadas.

Então, para obter valores reais de eficiência e de consumo específico (em

dinamómetro de inércia) foi necessário saber:

o Inércia dos principais componentes:

o Cambota e biela (rotação); Roda dentada de arranque; Embraiagem

o Pistão, biela, cavilhão e segmentos (translação)

o Roda traseira do carro (jante, pneu e cremalheira)

o Roda do dinamómetro

o Perdas mecânicas desde o motor até ao dinamómetro:

o Transmissão (corrente de rolos)

o Atrito de rolamento e dos rolamentos

o Perdas mecânicas associadas ao dinamómetro

Para as perdas de rendimento pela transmissão (corrente de rolos), considerou-se a

equação teórica (HATHAWAY, 2000):

ηtransmiss {~a o=(ηcorrente )√R−1=(0 .985)√(163 /14 )−1=95 .19 % ¿ (4.16)

em que:

ηtransmiss {~a o ¿ − rendimento total da transmissão

ηcorrente − rendimento máximo de uma corrente de rolos

R – relação de transmissão

4.5.1 Inércia das principais peças

70

Cambotas, biela, rodas dentadas de arranque, embraiagem, roda traseira e roda do

dinamómetro de inércia foram desenhadas em CAD para determinar o seu peso

equivalente (Fig. 4.92 e Fig. 4.93). As peças reais foram medidas e pesadas de modo a

maximizar a precisão do desenho virtual e os resultados daí obtidos.

Fig. 4.92 − Cambotas com roda dentada de arranque e embraiagem: 2008 (esquerda); 2009 (direita); 2010

(baixo)

71

Fig. 4.93 – Da esquerda para direita: biela; roda traseira com cremalheira de transmissão; roda do

dinamómetro de inércia em CAD

Os resultados de peso equivalente das principais peças em movimento da

investigação teórico-prática estão representados na Tabela 4.3.

Com o recurso a operações de torneamento e fresagem no presente ano, foi possível

diminuir o peso e inércia de rotação da cambota e roda dentada de arranque. Retirou-se,

no conjunto destes dois componentes, 287,1 g. Como se tratam de peças em rotação, o

seu peso equivalente diminuiu 1023,2 g (Tabela 4.3). Durante as acelerações, isto

equivale a retirar 1310,3 g ao EconomicUM.

Tabela 4.3 − Peso equivalente de peças em movimento para testes em dinamómetro de inércia

2008 2009 2010Peças (rotação)

Inércia (g.m2)

Peso equivalente (g)

Peças (rotação)

Inércia (g.m2)

Peso equivalente (g)

Peças (rotação)

Inércia (g.m2)

Peso equivalente (g)

Cambota + roda dentada de arranque

1,55 3377,92 Cambota + roda dentada de arranque

1,08 2354,70 Cambota + roda dentada de arranque

0,86 1871,52

Embraiagem 0,51 1104,11 Embraiagem 0,51 1104,11 Embraiagem 0,51 1104,11

Biela (rotação)

0,03 69,54 Biela (rotação)

0,03 69,54 Biela (rotação)

0,03 69,54

Pneu + Jante + Cremalheira transmissão

40,20 648,36 Pneu + Jante + Cremalheira transmissão

40,20 648,36 Pneu + Jante + Cremalheira transmissão

40,20 648,36

Roda de inércia

7349,00 60509,38 Roda de inércia

7349,00 60509,38 Roda de inércia

7349,00 60509,38

Peças (translação)

Inércia (g)  

Peças (translação)

Inércia (g)  

Peças (translação)

Inércia (g)  

Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)

72,79 31,22 Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)

72,79 31,22 Biela + Pistão + Segmentos + Cavilhão (translação)

72,79 31,22

  Total 65740,53   Total 64717,31   Total 64234,13

Para as próximas competições, é apresentada uma possível redução de massa da

cambota na Fig. 4.94. Poderá ser retirado 203 g de massa à cambota e 483,2 g ao peso

equivalente (Tabela 4.3), dando um total de 686,2 g durante as acelerações.

72

Esta redução de peso apresenta assimetria (lado embraiagem – lado cremalheira)

porque se quis manter intacta a zona de introdução de óleo do lado da embraiagem.

Contudo, mantém-se a simetria em torno do eixo de rotação e a equilibragem da peça.

Fig. 4.94 – Proposta de redução de massa para cambota 2010

4.5.2 Velocidade de rotação do motor

O cálculo de rendimento do motor é feito com base na quantidade de energia gasta a

acelerar os componentes da velocidade inicial até à final. Para saber as velocidades de

rotação dos componentes do motor (e do dinamómetro de inércia através da relação de

transmissão e da relação entre os diâmetros das rodas em contacto) foi utilizado o

taquímetro do carro por ser o indicador de menor tempo de resposta.

Durante a caracterização do dinamómetro de inércia verificou-se que a velocidade de

rotação indicada pelo taquímetro do carro apresentava uma discrepância considerável em

relação ao valor apresentado pelo computador (através da ECU).

Fig. 4.95 − Conta-rotações no dinamómetro de inércia

73

Então montou-se um taquímetro na roda de inércia (Fig. 4.95) a fim de saber a

velocidade de rotação exacta desta. Através das relações de transmissão conseguiu-se

aferir a velocidade de rotação do motor. Os resultados estão apresentados na Tabela 4.4.

Tabela 4.4 − Relações de velocidade

Velocidade do EconomicUM

(km/h)

Dinamómetro de inércia

(rpm)

Taquímetro no volante

(rpm)

Motor (rpm)

20,0 154   2509

24,4 186 3500 3031

28,2 215 4000 3503

31,9 243 4500 3960

35,7 272 5000 4432

39,7 302 5500 4921

43,8 333 6000 5426

47,7 363 6500 5915

4.5.3 Perdas mecânicas associadas ao dinamómetro

O atrito de rolamento (contacto entre os pneus) e dos rolamentos (da roda do carro e

do dinamómetro de inércia) foi obtido experimentalmente. Montou-se o carro no

dinamómetro de inércia, acelerou-se o motor até às 3500 rpm e mediu-se o tempo que o

conjunto demorou a parar. Isto foi feito até às 6500 rpm em intervalos de 500 rpm. Com o

auxílio das equações 2.11 e 2.13, e sabendo a inércia do dinamómetro e da roda traseira

pôde-se calcular a potência de perda do dinamómetro de inércia.

As medições do tempo que o dinamómetro de inércia demorou a parar foram

efectuadas por intervalos de velocidade de rotação do motor. Logo, calculou-se a potência

perdida através da energia perdida nesses intervalos de tempo (Fig. 4.96).

74

2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 60000

10

20

30

40

50

60

70

velocidade de rotação do motor (rpm)

Pot

ênci

a pe

rdid

a (W

)

Fig. 4.96 − Potência perdida no dinamómetro de inércia vs velocidade de rotação do motor

4.5.4 Preparação para testes do motor

4.5.4.1 Rodagem

A rodagem do “Miller 21” foi feita em dois estágios:

o Com auxílio de motor eléctrico, sem combustão (3 horas – 3000 rpm)

o Sem a cabeça de motor montada (Fig. 4.97) para não haver

compressão (1 hora);

o Com a cabeça completa (sem vela) de modo a fazer a rodagem

também às válvulas (2 horas)

o Com combustão, sem carga resistente e mistura estequiométrica (6h)

o 1500 rpm (4 horas)

o 2500 rpm (1 hora e 45 minutos)

o 5000 rpm (15 minutos)

Fig. 4.97 − Rodagem com auxilio de motor eléctrico

75

A rodagem do “UMSpeed” foi feita:

o Com combustão, sem carga resistente e mistura estequiométrica (12h)

o 1500 rpm (6 horas)

o 2500 rpm (2 horas)

o 3000 rpm (2 horas)

o 5000 rpm (1 hora)

o 6000 rpm (1 hora)

4.5.4.2 Testes de molas

Durante a prova alemã o pistão foi danificado pelo contacto com a válvula de

admissão. Num dos testes na box, o motor atingiu perto das 9000 rpm (quando a

velocidade de rotação de corte de injecção tinha sido programada para as 6700 rpm),

causando os danos representados na Fig. 4.98.

Fig. 4.98 − Pistão "Miller 21" danificado

Foram então testadas 3 molas para a válvula de admissão (com espessuras de fio de

1,5, 1,8 e 2,2 mm) e uma para a válvula de escape (com espessura de fio de 1,8 mm). Isto

foi feito para averiguar qual o comportamento das válvulas em diversas velocidades de

rotação do motor.

Para o efeito foi montada uma câmara de filmar de alta velocidade que pudesse

filmar simultaneamente a roda dentada de arranque e as válvulas. A roda dentada de

arranque foi marcada com as posições de abertura a fecho das válvulas para se poder

comparar visualmente o movimento das válvulas e a posição da cambota (Fig. 4.99).

76

Fig. 4.99 − Esquema de filmagem de alta velocidade

Dos testes realizados com a câmara de filmar de alta velocidade determinaram-se

experimentalmente os ângulos de abertura para as válvulas de admissão e de escape com

diversas molas. Os resultados estão demonstrados na Fig. 4.100.

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 80000

10

20

30

40

50

60

6920

1,5mm

1,8mm

2,2mm

1,8mm escape

Regime do motor (rpm)

Gra

us n

a ca

mbo

ta d

e so

brea

bert

ura

Fig. 4.100 − Comparação experimental de ângulo de abertura de válvulas com diferentes molas

Foram escolhidas as molas de 1,8 mm para admissão e escape visto ser esta a melhor

combinação testada, apresentando o maior rendimento do motor.

4.6 Afinação do motor em dinamómetro de inércia

Os testes seguidamente descritos são apenas do motor com a especificação

“UMSpeed”. Não foi possível testar e afinar a especificação “Miller 21” com rigor, pelo

motivo anteriormente apresentado.

77

Para programar a ECU foi utilizado o programa fornecido pelo seu fabricante para o

efeito. Através deste programa é possível afinar o motor para máxima eficiência.

A programação da ECU foi executada pela seguinte ordem:

o Parâmetros de correcção

Tensão da bateria

Temperatura do ar admitido

Temperatura do motor

Pressão atmosférica

o Parâmetros de funcionamento (em função do regime e eficiência

volumétrica)

Tempo de injecção

Avanço de ignição

Para cada par regime do motor/eficiência volumétrica, existe uma combinação

óptima de tempo de injecção e avanço de ignição para a máxima eficiência do motor. O

controlo dos parâmetros de funcionamento é bastante simples. No entanto, só é possível

obter boa repetibilidade dos resultados obtidos se os parâmetros de correcção forem

correctamente aferidos.

Os mapas originais destes parâmetros de correcção vêm já programados de fábrica e

servem para a grande maioria das aplicações (segundo HALTECH, 2005).

4.6.1 Correcção do tempo de injecção com a tensão de bateria

Em 2008, a correcção para a tensão da bateria foi testada experimentalmente e

optimizada. O mapa apresentado para esta correcção foi considerado correcto, pelo que

não houve alteração este ano.

4.6.2 Correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido

À medida que a temperatura do motor aumenta, a temperatura do ar admitido

também aumenta, fazendo com que este diminua a sua densidade. Consequentemente, se

entra menos ar para o motor, teremos de compensar a entrada de menor quantidade de

combustível a fim de manter a estequiometria desejada.

78

Os sensores de temperatura do motor e ar admitido foram trocados em 2007, não

tendo havido oportunidade de optimizar, com rigor, os seus respectivos mapas de

correcção. Isto explica a disparidade de resultados experimentais durante esse ano, falta

de repetibilidade entre testes ou situações extremas como o motor não ligar.

Em 2009, começou-se por colocar os valores originais do mapa de temperatura do ar

admitido no mapa de temperatura do motor (Fig. 4.101 e Fig. 4.102).

Fig. 4.101 − Mapa original da correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido

No mapa original de correcção para a temperatura do ar admitido existem valores

negativos, que não são possíveis de transpor directamente para o mapa final. Dos valores

anteriormente registados em 2008, o ar admitido nunca ultrapassou os 40ºC, que

corresponde à barra 15. Dando uma margem de segurança de 2 barras (~11ºC) temos a

barra 17 com o valor de -3,2% (Fig. 4.101 – barra a amarelo). Adicionou-se 3,2 aos

valores das barras 1 a 17 e colocaram-se esses valores no mapa da temperatura do motor

(Fig. 4.102).

Fig. 4.102 − Mapa final de correcção do tempo de injecção com a temperatura do ar admitido

4.6.3 Correcção do tempo de injecção com a temperatura do motor

79

O mapa original de correcção do tempo de injecção com a temperatura de motor (Fig.

4.103) apresentava correcção apenas até à barra 24 (~79ºC). Como a temperatura normal

de funcionamento do motor variava entre os 90 e os 105ºC em 2008, este mapa correctivo

foi modificado experimentalmente tendo esse intervalo de temperatura como alvo. Deu

origem ao mapa representado na Fig. 4.104.

Fig. 4.103 − Mapa original de correcção do tempo de injecção com a temperatura de motor

Para especificar este mapa de correcção, pôs-se o motor às 4000±100rpm com

mistura estequiométrica aos 90ºC, tempo de injecção básico e avanço de ignição fixos.

Desconectou-se o sensor de temperatura do ar admitido para não haver essa correcção.

Assim, com o motor aquecendo lentamente, foram-se alterando os valores do mapa de

correcção da temperatura do motor na tentativa de manter a estequiometria em toda a

gama de temperatura, dando origem ao mapa representado na Fig. 4.104.

Fig. 4.104 − Mapa final de correção do tempo de injecção com a temperatura de motor

Dos testes realizados concluiu-se que a correcção do tempo de injecção com a

temperatura do motor feita pela ECU não é linear. O valor de λ variou em cerca de 4% na

gama de temperatura de cada barra, como se pode observar na Fig. 4.105 e Anexo D.

80

Fig. 4.105 − Variação do coeficiente de excesso de ar com a temperatura do motor (linha de tendência a

preto de 85 a 108 ºC)

4.6.4 Ignição

Tendo-se trocado a roda dentada de arranque (com um novo trigger do sensor de

posição de cambota), foi necessário recalibrar a ECU de modo a que o avanço de ignição

fosse exacto. Isto foi feito com o auxílio de uma pistola de ponto. Dada a baixa inércia de

rotação do motor (devido aos componentes aligeirados), esta afinação teve que ser

efectuada a elevada velocidade de rotação para ter uma menor variação de velocidade

entre o tempo de expansão e os restantes tempos.

Fig. 4.106 – Mapa final do avanço da ignição

O avanço de ignição foi ajustado de modo a obter a aceleração mais rápida possível,

para cada riqueza de mistura. Isto foi conseguido com o auxílio de um cronómetro.

81

4.6.5 Rácio ar/combustível

O RAC foi primeiramente ajustado de modo a obter λ=1 em todo o regime de

funcionamento. Seguidamente, seleccionando todas as barras (Fig. 4.107), baixou-se o

tempo de injecção de modo a ter uma mistura cada vez mais pobre até se atingir o ponto

de eficiência máxima.

Fig. 4.107 − Mapa do tempo de injecção a carga total

Com este procedimento, foi possível aumentar eficazmente a eficiência do motor.

Testou-se λ=1.00 até 1,25 em intervalos de 0,05. Percebeu-se, durante a afinação, que um

dado valor de λ ideal para uma gama de rotação, não era ideal para todo o regime. Dos

testes de consumo efectuados, os valores de λ ideais para a especificação “UMSpeed” são

os mostrados na Fig. 4.108 e Anexo D.

2250

2500

2750

3000

3250

3500

3750

4000

4250

4500

4750

5000

5250

5500

5750

6000

1

1.05

1.1

1.15

1.2

1.25

Regime do motor (rpm)

λ

Fig. 4.108 − λ em função do regime do motor

82

Como a turbulência aumenta com o aumento da velocidade de rotação e queima

eficaz de misturas pobres depende do nível de turbulência, os valores obtidos de λ obtidos

na prática reflectem os fundamentos teóricos apresentados.

4.6.6 Leitura da temperatura do motor

Durante os testes feitos ao motor, verificou-se a discrepância entre o valor

apresentado pela ECU (através do computador) e o valor mostrado no visor montado no

volante (Fig. 4.109 e Anexo D). Pela variação do valor de λ com a temperatura do motor,

existia necessidade de registar esta discrepância de modo a saber a temperatura do motor,

a qualquer instante, mesmo sem ter o computador ligado.

90 95 100 105 110 115 120-505

10152025303540

Temperatura do motor; ECU (ºC)

Dif

eren

ça p

ara

a le

itur

a no

vo

lant

e (º

C)

Fig. 4.109 − Diferença entre os valores de temperatura do motor lidos pela ECU e visor no volante

4.6.7 Testes de consumo de combustível em dinamómetro de inércia

Os testes de consumo efectuados em roda de inércia foram feitos da seguinte forma:

1. Efectua-se uma breve vistoria ao motor antes de o ligar (ligações eléctricas,

estado da bateria, estado da vela, folga das válvulas, fugas de óleo, pressão de

ar do pneu traseiro e pressão no depósito de ar).

2. Mede-se a densidade do combustível.

3. Aquece-se o motor até à temperatura desejada.

4. Altera-se o valor do tempo de injecção para se obterem os valores de λ

desejados em todo o regime de rotação. Isto faz-se com recurso a várias

acelerações, com carga resistente.

5. Altera-se o avanço de ignição para se obter a mais rápida aceleração possível.

83

6. Acelera-se o motor dos 20 km/h até à rotação pretendida.

7. Regista-se o valor de combustível consumido, tempo gasto na aceleração e os

valores de λ para cada teste.

8. Introduzem-se estes valores numa folha de cálculo para ser determinar o

rendimento do motor e formar uma base de dados comparativa de resultados

experimentais.

Considerou-se Q LHV=42 , 5 MJ /kg

.

4.6.7.1 Resultados de testes em dinamómetro de inércia

Os valores óptimos de injecção, obtidos experimentalmente, são apresentados na Fig.

4.110. Ver também o Anexo D.

6.5

7.0

7.5

8.0

8.5

9.0

Regime do motor (rpm)

Tem

po

de i

nje

cçã

o (

ms)

Fig. 4.110 − Tempo de injecção em função da velocidade de rotação

Sabendo o impulso de injecção e o valor de λ para cada regime, a densidade do

combustível (730 kg/m3) e que se consome 1,6618 x10-6 l de combustível por cada 8 ms

de injecção (LOPES, 2008), pode-se calcular a eficiência volumétrica do motor (Fig.

4.111).

84

25%

30%

35%

40%

45%

Regime do motor (rpm)

Efi

ciê

ncia

vo

lum

étr

ica

Fig. 4.111 – Eficiência volumétrica em função da velocidade de rotação do motor

250

275

300

325

350

375

400

425Consumo específico

2509-3031

3031-3503

3503-3960

3960-4432

4432-4921

4921-5426

5426-5915Regime do motor (rpm)

Con

sum

o es

pecí

fico

(g/k

Wh)

Fig. 4.112 − Consumo específico em função da velocidade de rotação do motor

Como se utilizou uma mola para a válvula de admissão de 1,8mm, houve variação do

tempo de abertura desta válvula, a partir das 5000 rpm. Por consequência, houve um

aumento da eficiência volumétrica do motor, como pode ser apreciado na Fig. 4.111.

Interpretação do consumo específico (Fig. 4.112):

o Das 2500 às 3800 rpm: o consumo específico baixou muito neste

regime devido ao grande aumento de turbulência induzida pela quase

duplicação da velocidade de rotação. Note-se a subida acentuada do

valor de λ neste intervalo (Fig. 4.108), que também indicia esse

aumento de turbulência. Isto foi suficiente para contrariar os efeitos

negativos da perda de 6% de compressão efectiva e o ligeiro aumento

das perdas por atrito. O valor de consumo específico mínimo deste

intervalo corresponde a 31,5% de eficiência volumétrica.

85

o Das 3800 às 4600 rpm: o consumo específico sobe cerca de 9% neste

regime visto que as perdas por atrito começam a ter maior valor e

compressão efectiva contínua a baixar.

o Das 4600 às 5426 rpm: o consumo específico volta a baixar porque a

compressão efectiva volta a subir, por aumento da eficiência

volumétrica. O valor de consumo específico mínimo deste intervalo

correspondeu, novamente, a 31,5% de eficiência volumétrica. Neste

intervalo encontrou-se o valor mínimo de consumo específico do motor:

263,37 g/kWh das 4921 até às 5426 rpm.

o Das 5426 às 5915 rpm: o consumo específico volta a subir devido à

subida exponencial das perdas por atrito, apesar do grande aumento da

compressão efectiva.

4.6.8 Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em laboratório

Conhecendo agora, com rigor, as características do dinamómetro de inércia e o peso

equivalente das peças do motor utilizadas em 2008 e 2009, pudemos fazer uma

comparação directa entre os valores de consumo de combustível para as acelerações dos

20km/h até às 5915 rpm. Estes valores são apresentados na Tabela 4.5.

Tabela 4.5 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 (laboratório: 20 km/h → 5915

rpm)

2008 2009Consumo (g) 0,431 0,438Densidade da gasolina (kg/m3) 750 730Tempo de aceleração (s) 5,16 6,50Rendimento do motor 28,49% 27,93%

Consumo específico (g/kWh) 297,30 303,28

4.6.9 Comparação de consumo entre 2008 e 2009 em pista

Durante a prova inglesa, procurou-se obter a temperatura ideal de motor nas

primeiras três tentativas sem sucesso. Isto levou aos três resultados abaixo dos 1400 km/l,

como podemos apreciar na Tabela 4.6.

86

Tabela 4.6 − Comparação de consumo de combustível entre 2008 e 2009 em pista

Tentativa nº

  1 2 3 4 5 6 Média

2008 (km/l)   1211,04 1382,761487,0

3 1289,06   1342,47

2009 (km/l)1346,9

9 1268,75 1396,871565,4

1 1536,42 1520,31 1439,12

Nas tentativas seguintes, com uma maior percepção de como obter a temperatura

desejada, foi possível obter três resultados acima da melhor marca do ano anterior.

4.7 Testes à bateria do EconomicUM

As baterias usadas até à data da escrita desta dissertação utilizam a tecnologia de

chumbo e electrólito, 12V e 3Ah. A escolha destas baterias, até à data, prende-se ao facto

de terem baixo custo, serem fáceis de usar e não requerem manutenção. Contudo, visto a

sua densidade energética ser muito baixa, este componente torna-se num dos de maior

massa a bordo do protótipo. Outro problema deste tipo de baterias é que, à medida que a

energia guardada vai sendo consumida, estas perdem gradualmente a sua capacidade de

descarga. Isto faz com que, na parte final das provas em pista, exista alguma dificuldade

em fazer o motor arrancar.

As baterias estudadas, nesta dissertação, utilizam a tecnologia de lítio polimérico.

Estas são, no presente momento, as baterias comercialmente disponíveis com a maior

densidade energética. Muito importante neste tipo de baterias é o facto de só perderem a

sua capacidade de descarga quando quase totalmente descarregadas.

Tipicamente, os fabricantes não recomendam que se descarreguem estas baterias com

uma intensidade de corrente 20 vezes superior à capacidade nominal (em contínuo).

Também não recomendam que se use mais de 70% da energia guardada. Estas

recomendações são feitas para maximizar a longevidade das baterias e diminuir o risco de

explosão.

4.7.1 Medição e cálculo energético eléctrico

87

Para seleccionar as características desejadas para uma nova bateria, foi necessário

contabilizar o consumo energético do motor de arranque, da ECU e do injector de

combustível.

Fizeram-se as seguintes considerações:

o Liga-se a ECU durante 25 s em cada aceleração (10 s antes de ligar o motor e

o restante para a aceleração).

o O injector consome energia durante 15 s em cada aceleração.

o O motor de arranque é utilizado durante 3 s em cada aceleração.

O consumo energético é dado por:

E=U⋅I⋅Δt (4.17)

Em que: E – energia consumida (Watt-hora)

U – tensão da bateria (Volt)

I – intensidade de corrente (Ampere)

Δt − intervalo de tempo (hora)

Averiguou-se experimentalmente o consumo energético do motor de arranque com

auxílio de um Fluke 43B (analisador de parâmetros eléctricos) e um LEM LA-55P

(transdutor de corrente eléctrica por efeito de Hall).

Fig. 4.113 − Fluke 43B (esquerda); LEM LA-55P (direita)

As medições do consumo eléctrico do motor de arranque foram realizadas utilizando

dois modos de medição do Fluke 43B: INRUSH e o SCOPE.

88

O modo INRUSH foi utilizado para a leitura durante um curto intervalo de tempo,

para maior precisão (Fig. 4.114). Dado que o atrito estático do motor é muito maior que o

dinâmico, existe a necessidade de utilizar este modo de medição para saber o pico de

intensidade de corrente no instante inicial em que se acciona o motor de arranque.

Fig. 4.114 − Leitura INRUSH − Pico de intensidade de corrente, 42,1 A

Como o modo INRUSH apresenta picos de intensidade de corrente a cada tempo de

compressão, torna-se difícil averiguar o consumo contínuo deste componente. Para

contornar esta situação foi utilizado o modo SCOPE para a leitura em contínuo da

intensidade de corrente (Fig. 4.115)

Fig. 4.115 − Leitura SCOPE − Consumo médio de 11,25 A

89

Durante cada tentativa na prova inglesa, o motor é accionado 2 vezes por volta,

durante 7 voltas, mais o arranque do carro na linha de partida.

Não conseguimos medir experimentalmente o consumo eléctrico da ECU e injector,

possivelmente por interferência electromagnética. Segundo o manual da ECU, esta

consome 0,27 A a 12 V. O injector, segundo, o mesmo documento, consome 0,6 A a 12

V. Utilizando as considerações anteriores e a equação 4.1, temos a Tabela 4.7:

Tabela 4.7 − Consumo energético eléctrico de componentes na prova inglesa

Componente Tensão (V)Corrente (A) Tempo (s) Energia (Wh)

ECU 12 0,27 25 2,25E-02Injector 12 0,6 15 3,00E-02Motor de arranque (pico) 12 42,1 0,2 2,81E-02Motor de arranque (contínuo) 12 11,25 2,8 1,05E-01

Total por aceleração 1,86E-01Total por tentativa 2,78

Cada célula de bateria de lítio polimérico (comercialmente disponível) tem 3,7 V e 3

Ah (valores nominais). Ligando 3 células em série teremos 11,1 V. Isto dá 23,31 Wh de

energia disponível (considerando que só se consume 70% da carga total). É, então,

possível fazer 8 tentativas antes de carregar a bateria novamente.

90

5 CONCLUSÕES E TRABALHO FUTURO

5.1 Fabrico de Motor

Foram fundidas duas novas cabeças de motor.

Foi possível resolver todos os problemas anteriormente encontrados no fabrico da

cabeça de motor com a utilização de um novo material para moldações, simulação

numérica de fundição e uma grande remodelação do desenho virtual. Embora estas novas

peças apresentem defeitos na parede superior da câmara de água, devido a problemas de

extracção de gases, são as duas primeiras peças em condições de se tornarem

funcionais.

5.2 Motor actual

5.2.1 Em competição

Foi conseguido elevar o desempenho do EconomicUM de 1487 km/l para 1565 km/l

(5%) no decorrer da prova inglesa.

Isto foi possível graças ao aumento da repetibilidade do desempenho do carro,

derivado dos novos mapas correctivos. O mapa de correcção do tempo de injecção com a

temperatura do motor foi conseguido experimentalmente mas não apresenta o

comportamento linear desejado. Em pista, por causa da influência da temperatura

ambiente e do vento na temperatura do motor, torna-se muito difícil (mas não impossível)

obter o rendimento do motor necessário para uma boa classificação.

5.2.2 Em laboratório

Foram caracterizadas, com maior rigor, as condições de testes em dinamómetro de

inércia.

As principais peças do motor e dinamómetro de inércia foram desenhadas em

ambiente virtual de forma a conhecer a sua inércia e foram contabilizadas as perdas

mecânicas do dinamómetro experimentalmente. Assim obtivemos a precisão necessária,

durante os testes realizados, para a obtenção dos valores de eficiência do motor.

91

Demonstramos que, com a especificação "Miller 21", o motor funcionou sem knock

audível mas apresentou combustão ruidosa. Este facto leva a crer que a turbulência,

induzida pela zona de squish demasiadamente fina, foi excessiva.

Dado o pouco tempo que se teve disponível para reconstruir o motor durante a prova

alemã, a consequente falta de rigor geométrico da câmara de combustão penalizou

gravemente o rendimento do motor (quase total ausência da área de squish). Como tal, o

rendimento do motor com a especificação "UMSpeed" foi o esperado, apenas aceitável. A

diminuição de rendimento pela ausência da área de squish foi compensada, em parte, pelo

aumento de rendimento obtido pela variação de eficiência volumétrica induzida pela nova

mola para a válvula de admissão. No entanto, o rendimento do motor este ano foi inferior

ao do ano anterior em laboratório, em 2%.

5.3 Sugestões para trabalho futuro

o Demonstrou-se que uma nova gestão de motor é necessária para o EconomicUM,

devido ao comportamento irregular de λ em função de temperatura do motor.

o A presente, ou a nova gestão de motor, deverá incorporar correcção do tempo de

injecção para a pressão atmosférica.

o Deve ser tentada novamente a especificação “Miller 21” (ou superior), para aumentar

o rendimento do motor. Deverá incorporar uma zona de squish de maior espessura

para não gerar a turbulência excessiva encontrada.

o Selecção de um novo piloto de menor peso (cerca de 40kg) fará com que o

desempenho do carro melhore enormemente.

o Uma nova bateria de lítio polimérico reduzirá a massa e os problemas comuns

relacionados com este componente. Deverão ser compradas 2 baterias (para ter uma

de reserva) de 3 células em série e 3 Ah, e um carregador apropriado com

balanceamento de células.

o É possível, com a presente ECU, que o motor funcione com etanol. Isto deve então

ser tentado.

o Modificação das rodas do EconomicUM, de modo definitivo, para não serem

necessárias câmaras-de-ar.

92

o Uma solução possível para obter a cabeça de motor sem defeitos é a execução do

macho da câmara de água num material cerâmico. Este deverá ter boa

colapsibilidade.

o Uma nova régua para testes mais fina deverá ser produzida para aumentar a precisão

dos resultados. Esta deverá incorporar um sistema de enchimento com depósito em

paralelo para permitir aquecer o motor sem paragens e um enchimento rápido da

régua, sem esforço nem derrames.

o Um dinamómetro de inércia portátil para testes em pista mostrou-se necessário para

poupar tempo na afinação do motor in situ. Este deverá ser dimensionado tendo em

conta: peso do protótipo; peso do piloto; arrasto aerodinâmico; inclinação da pista

aquando das acelerações; atrito de rolamento e inércia de rotação das rodas da frente.

o As restantes peças do motor (em movimento) deverão ser pesadas e desenhadas para

saber a sua inércia, tal como a corrente de transmissão.

93

94

6 REFERÊNCIAS

ALVES, F.; BRAGA, F. J.; SIMÃO, M. S.; NETO, Rui J.; CRUZ G.; DUARTE T.

P., Protoclick! − Prototipagem Rápida, 2001

BARBOSA, J., Fundamentos De Enchimento e Alimentação, Universidade do

Minho, 2003

BARBOSA, J., Introdução À Tecnologia Da Fundição, Universidade do Minho,

2003

CARVILL J., Mechanical engineer’s data handbook, Butterworth-Heineman, 2003

COENE, S., Inlet Design for Optimal Swirl in an IC Engine, Dissertação de

Mestrado, Universidade do Minho, 2008

DAHOTRE, N. B.; NAYAK S., Nanocoatings for engine application, Surface &

Coatings Technology 194, 58– 67, 2004

DAVIS, J. R., Aluminum and aluminum alloys, ASM International, Handbook

Committee, 1993.

FLUKE Corporation, Fluke 43B Power Quality Analyzer, 2005

GÅHLIN, Rickard; LARSSON, Mats; HEDENQVIST, Per, ME-C:H coatings in

motor vehicles, Wear 249, 2001

HALTECH, E6A Engine Management System, Instruction Manual, 1996

HATHAWAY, R. B., Mechanical Engineering ME 481 Vehicle Design, 2000

HEDENQVIST P.; BROMARK M.; OLSSON M; HOGMARK S.; BERGMANN E.,

Surface Coating Technology 63, 115, 1994.

HEYWOOD, J., Internal combustion Engines fundamentals, McGraw-Hill, 1988

HIRVONEN J.P.; KOSKINEN J.; JERVIS J.R.; NASTASI M., Surface Coating

Technology 80, 136, 1996

95

KACZYNSKI, J. B.;, Three Dimensional Printing, acedido a 7 Nov. 2009,

<http://web.mit.edu/tdp/www/index.html>, 2000

KRENOVSKY, D., Develop of a small engine using for competition of fuel

consumption, Universidade do Minho, 2002

KYLEFORS P., Materialteknik, KTH/AMT−173, 1998.

LARSSON, M.; HEDENQVIST, P.; HOGMARK, S., Surface Engineering 12, 1996

LEM, Corrent Transducer LA-55P, 2004

LOPES, P., Optimização de veículos incluindo desenvolvimento e fabrico de motores

de combustão interna, Dissertação de Mestrado, Universidade do Minho, 2008

MARTINS, J., Motores de combustão interna, 2.ª ed. Porto, Publindústria, 2006

MARTYR, A.; PLINT, M. A. Engine Testing Theory and Practice, 3th Ed., Elsevier,

2007

MELO, R.; MONTEIRO, A.; MARTINS, J.; COENE, S.; PUGA, H.; BARBOSA, J.,

Miniaturised cylinder head production by rapid prototyping, 20th International Congress

of Mechanical Engineering, COBEM, 2009

MONTEIRO, A., MARTINS, J., Uso Da Prototipagem Rápida No Projecto E

Produção De Motores De Combustão Interna, 8º Congresso Ibero-americano De

Engenharia Mecânica, 2007

RAJPUT, R., A Textbook Of Internal Combustion Engines, 2005

TIERCELIN, B., Development Of An Over Expanded Engine, Universidade do

Minho, 2004

96

7 BIBLIOGRAFIA

AMEY, R. G., Automotive Component Innovation: Development And Diffusion Of

Engine Management Technologies, Technovation Vol. 15 No. 4, 1995

AYALA, F. A.; GERRY, M. D.; HEYWOOD, J. B., Effects of Combustion Phasing,

Relative Air/Fuel Ratio, Compression Ratio, and Load on SI Engine Efficiency, SAE

2006-01-0229, 2006.

BARBOSA, J., Processos De Fundição, Universidade do Minho, 2003

BELL, A. G., Four Stroke Engine Tuning 3rd ed: A practical guide, Haynes, 2006

BELL, A. G., Modern Engine Tuning, Haynes, 1997

DOW CHEMICAL COMPANY, Styrofoam™ Roofmate™ Extruded Polystyrene

Insulation, 2007

HEISLER, H., Advanced Engine Technology, 2nd edition, Butterworth-Heinemann,

2002

ISERMANN R.; Muller, N., Design of computer controlled combustion engines,

Darmstadt University of Technology, Mechatronics 13, 1067–1089, 2003

KANESHIGE, H., Molding of Cylinder Head Materials by the Lost-Wax Casting

Process Using a Gypsum Mold, Mitsubishi Motors Technical Review, 2002

KREIH, F., Mechanical Engineering Handbook, CRC Press LLC, 1999

MARTINS, J.; MONTEIRO, A.; BARBOSA, J., Engine Design Using Rapid

Prototyping Techniques, 18th International Congress of Mechanical Engineering,

COBEM, 2005

MCKENNA, J., Direct Metal casting through 3D printing: A critical analysis of the

mould characteristics, 9th Global Congress on Manufacturing and Management

(GCMM2008), 2008

97

PEREIRA, E., Desenvolvimento de um veículo de elevada eficiência energética,

Relatório de Estágio, Universidade do Minho, 2006

RIBEIRO, B., Thermodynamic optimisation of spark ignition engines

under part load conditions, Tese de Doutoramento, Universidade do

Minho, 2006

SARAIVA, V. M.; LIMA, M.; MONTEIRO, A.; POUZADA, S., A Study on the

Application of Investment Casting to Injection Moulds, RPD 2002 – Advanced Solutions

and Development, 2002

STONE, R., Introduction to internal combustion engines, SAE, 1999

STONE, R., Motor Vehicle Fuel Economy, McMillan, 1989

TAYLOR, A. M. K. P., Science review of internal combustion engines, Energy

Policy 36, 4657–4667, 2008

TAYLOR, C. F., The Internal-combustion Engine in Theory and Practice: Volume 1

Thermodynamics, Fluid Flow, Performance, MIT Press, 1985

TAYLOR, C. F., The Internal-combustion Engine in Theory and Practice: Volume 2

Combustion, fuels, Materials, Design, MIT Press, 1985

WIESER, T., Rapid Casting, Diplom-Ingenieur (FH), 2003

Z CORPORATION, ZCast® Design Guide, 2004

98

ANEXO A − HALTECH E6A SPECIFICATIONS

Engine Suitability:

o up to 16,000 rpm

o 1, 2, 3, 4, 5, 6, 8, 10, 12 cylinders (1-2 rotors)*

o 2 or 4 stroke

o normally aspirated or supercharged up to 200 kPa (30 psi)

o load sensing by throttle position or manifold pressure

o multipoint, batch-fire, staged or sequenced (up to 4 banks) injection patterns

o distributed ignition systems, or direct fire systems with 1 to 4 coils

o NB: Sequential and Direct Fire can not be used together.

Power Requirements:

o Power Source

o 8 to 16 Volts DC

o Consumption

o Haltech ECU: 270 mA at 12 Volts

o Injector Load: Dependent on injector type approx. proportional to

injector duty cycle (typically 0.6 Amps per injector)

Physical Specifications:

o ECU Dimensions

o Length: 168 mm (6 5/8")

o Width: 145 mm (5 5/8")

o Depth: 41 mm (1 5/8")

o Weight

o ECU: 760g (1.68 lb)

o Loom: 1.92kg (4.2 lb)

o Sensors: 500g(1.1 lb)

o Shipping Weight: 4.5kg (9.9 lb)

99

o (Including manual/packaging)

Input Sensors

o Manifold Absolute Pressure (MAP) Sensor

o 1 Bar -100 kPa to 0 kPa (Naturally Aspirated)

o 2 Bar -100 kPa to 100 kPa (up to 1 Bar or 15 psi boost)

o 3 Bar -100 kPa to 200 kPa (up to 2 Bar or 30 psi boost)

o Temperature Sensors (Air and Coolant)

o NTC temperature dependent resistor type.

o Operating Range

o Continuous -40 °C to 100 °C (-40 °F to 212 °F)

o Intermittent up to 125 °C (257 °F)

o Throttle Position Sensor

o 10 kΩ rotary potentiometer driven from throttle shaft

o Engine Speed Pickup

o Compatible with most trigger systems:

o 5 or 12 volt square wave;

o pull-to-ground (open collector)

o Tach adaptor available for magnetic (or ‘reluctor’) triggers

ECU Outputs

o Injector Driver

o 4 x 4/1 Amp peak-and-hold current limiting drivers:

up to four low-impedance injectors*

up to eight high-impedance injectors*

o (Expandable using optional Driver Box. See Appendix C)

o Ignition Output

o Haltech Ignition Module, trigger by ECU, for directly firing the coil.

100

o (may also be compatible with other igniters. Ask your Haltech dealer.)

o Fuel Pump Control

o 20 A fused relay, features automatic priming and switch-off.

o additional hardware may be required

System Programming Requirements

o Computer

o IBM-PC or compatible, preferably laptop or notebooks

CGA, EGA or VGA, colour or monochrome display

640+ kb RAM

o Disk Drive

3.5" Floppy Disk Drive

(5.25" disk available on request)

o Serial Port

Standard RS232C port - 9 pin D connector

(25 pin cable available on request)

COM1 or COM2 (selectable)

Adjustable Features

o Base Fuel Map

o 22 Fuel ranges, every 500 RPM to 10,500, or

o 17 Fuel ranges, every 1000 rpm to 16,000

o 32 Load points per range, up to 16 mS with 0.016 mS resolution

o Ignition Map

o 22 Ignition ranges, every 500 RPM to 10,500, or

o 17 Ignition ranges, every 1000 rpm to 16,000

o 32 Load points per range, up to 50° advance, with 1° resolution

o Correction Maps

o Fuel

Cold Start Prime − 32 points

101

Coolant Temperature Enrichment − 32 points

Air Temperature Adjustment − 32 points

Battery Voltage Correction − 32 points

Closed Throttle (selectable) − 16 points

Full Throttle (selectable) − 32 points

o Ignition

Crank Advance − 32 points

Coolant Temperature Advance/Retard − 32 points

Air Temperature Advance/Retard − 32 points

o Programmable Rev-Limit - selectable as either fuel or ignition

o Fuel Cut on Deceleration

o Accelerator Pump

o Increase and sustain parameters

o Coolant enrichment factor

o Three speed ranges

o Idle Speed Control

o Target Idle Speed

o Cold Idle-up Rpm

o Post-start Rpm setting

o Closed Loop Control

o with both cruise and idle settings

o Programmable Output Options

Miscellaneous

o Map Storage and Retrieval

o Maps may be stored to disk and re-used

o Datalogging

o Engine data information saved 5 times per second

o Store to memory or disk

o Limited only by available memory (approx. 11k/minute)

o US or Metric Units

o Real Time Programming

102

o Instant, hesitation free adjustment while engine is running

o Optional Mixture Trim Module

o Provides ±12½% or ±50% adjustment for fast tuning

o Optional Ignition Trim Module

o Provides -8° to +7° adjustment for fast tuning

o Rugged Aluminium Casing

o Black anodised with integral cooling fins and mounting brackets.

103

ANEXO B – PRIMEIRA MOLDAÇÃO

104

105

106

107

108

Câmara de água

Moldação montada

109

ANEXO C – TERCEIRA MOLDAÇÃO

110

111

112

113

Câmara de água

Moldação montada

114

ANEXO D – RESULTADOS DE TESTES

Tabela de temperaturas registadas, λ e correspondente barra na ECU

Temp. Volante

Temp. ECU λ Barra

(ºC) (ºC) (-) (nº)  79 1,08 24  83 1,07 25  84 1,05    85 1,02    86 1 26  87 0,99    88 0,99    89 0,98    90 0,98    91 0,97    92 1,02 27  93 1,01  

91 94 1  92 95 0,99  93 96 0,98  95 97 1,01 2897 98 1,01  99 99 1  100 100 0,99  101 101 0,99  102 102 1,02 29104 103 1,02  107 104 1,01  109 105 1  110 106 0,99  112 107 0,98  118 108 0,98 30121 109 0,97  

  110 0,95    111 0,93    112 0,91  

133 113 0,9 31  114 0,89  

  115 0,9  144 116 0,88  152 118    

115

Tabela de eficiência e perdas mecânicas

Regime

Potência perdida no

dinamómetro η motor BSFC(rpm) (W) (%) (g/kWh)

2509-3031 23,26 20,96% 404,16 3031-3503 27,86 23,80% 355,98 3503-3960 32,64 31,02% 273,06 3960-4432 37,61 29,66% 285,59 4432-4921 46,26 28,24% 299,94 4921-5426 52,88 32,16% 263,37 5426-5915 60,10 29,32% 288,93

Tabela de parâmetros de motor e eficiência volumétrica

Regime Injecção λ Eff. Vol. Avanço(rpm) (ms) (-) (%) (º APMS)

2500 8,26 1,08 33,45% 153000 8,13 1,09 33,22% 153500 7,49 1,12 31,45% 204000 7,30 1,15 31,48% 204500 7,04 1,16 30,62% 255000 7,17 1,18 31,72% 305500 8,00 1,21 36,29% 356000 8,70 1,23 40,12% 40

116

ANEXO E – ARTIGO CIENTÍFICO PARA CONFERÊNCIA

INTERNACIONAL

117

118

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

MINIATURIZED CYLINDER HEAD PRODUCTION BY RAPID PROTOTYPING

MELO, Rodrigo N., a42144@alunos.uminho.ptUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal.MONTEIRO, António A.C., cmonteiro@dem.uminho.ptUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal MARTINS, Jorge J.G., jmartins@dem.uminho.ptUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal.COENE, Stijn, stijnxcoene@hotmail.comUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal.PUGA, Helder F., puga@dem.uminho.ptUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal.BARBOSA, José J.C., kim@dem.uminho.ptUniversidade do Minho, Campus de Azurem, 4800-085 Guimarães, Portugal.

Abstract. This work shows the development of the design and manufacturing of a very small engine, namely its head. The engine works under the 4-stroke cycle, therefore having a very complex cylinder head, housing the camshaft, valves and its auxiliaries (seats, guides, springs), spark plug, inlet and exhaust passages and a coolant chamber. The geometries, both inner and outer are highly intricate which makes the production of such a part a very difficult job. In addition, when the engine is very small, as it is the case of this engine, all dimensions are miniaturized therefore making it extremely difficult to design, cast and finish. The cooling chamber, in particular, has a critical inner core removal problem due to reduced accessibility, imposing casting limitations. The cores place also a problem of air and gas removal during metal filling and solidification. Rapid prototyping may be the only solution to build the cores, and may help in the design and manufacturing phases of the casting tools. 3D printing with a plaster based material as a rapid prototyping technique presents itself as a tool to drastically reduce the design-development-casting process effort and time cycle. This technique enables the designer to obtain new moulds for castings on the shortest time possible, following redesign and new casting simulations. This paper illustrates the various tasks involved in the design and development stages leading to the production of a running prototype of the cylinder head for this small engine.

Keywords: Engine design; Casting design; Rapid Prototyping; 3D printing; Casting simulation

1. INTRODUCTION

Different rapid prototyping techniques were applied to the development and manufacture of a cylinder head to be used on a small engine intended for a fuel consumption marathon. The various stages of development are herein presented and discussed.

The design should incorporate various characteristics and features intended to maximise the efficiency of the engine. The head should be of the hemispherical type with two inclined valves, and should have squish area, OHC, a sufficiently large volume coolant chamber and a swirl producing inlet passage. All this should be included in a 10x10x14 cm envelope.

The first designs and models produced by rapid prototyping explored the design features, such as the design constrains and potential for miniaturization and manufacture. Later, various features were optimized in terms of operation (swirl generation, pressure loss) and in terms of manufacture (mould production, wall thickness, casting behaviour and machining).

The final design combines the required levels of swirl generation (by the inlet track) and coolant volume, with the potential of manufacture of a very complex component with sufficient precision.

Some of the various interim design changes and optimisations are described, which led to the final specification.

1.1. Shell Eco-Marathon

An international competition for fuel consumption is organised every year by Shell, called Eco-Marathon. This year, 2009, the race comprised 8 laps to the Lausitzring track (near Berlin, Germany) totalling slightly less than 30 km at an average speed of 30 km/h with minimum fuel consumption. The University of Minho participated in this event for 4 years with its car, EconomicUM (Figure 1). A new engine (UMotor, Figure 2) is being developed for this car and it is part of this development that is reported here.

119

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

Figure 1. EconomicUM Figure 2. UMotor

The main aim of this engine is efficiency, so it should run at relatively low speeds, should have low mechanical losses and high compression ratio and should work at a specified temperature. To enhance indicated efficiency the combustion should be very fast, so a high turbulence is necessary prior to ignition. This turbulence helps to enhance mixture preparation but also it helps the development of fast burn rates. In I. C. engines there are two forms of turbulence: tumble and swirl. As tumble is usually created in pent roof 4-valve heads and the present engine is a 2-valve design, swirl is used, being created by the intake port design. This design can be done studying the flow inside the cylinder during the intake and compression stroke, using fluid dynamics. In this case, the softwares GAMBIT/FLUENT were used to optimise the design. Furthermore a high swirl is usually not desired, as the kinetic energy for the flow is obtained at the expense of a reduced volumetric efficiency (Stone, 1989). However, this engine has, intentionally, very low volumetric efficiency, in order to work under the over-expanded cycle, so this constrain is not too relevant.

1.2. Creation of swirl

The idea of a helical port is that the air is brought in rotation prior to entering the cylinder, namely in the inlet port. The rotation is achieved by forcing the air flow around the valve stem, so that there is an angular momentum created about the cylinder axis when the charge enters the cylinder. Helical ports normally have a higher discharge coefficient than direct ports if the swirl levels are equivalent (Heywood, 1988). Another advantage of helical ports is that they are not that sensitive to misplacements that may occur in casting. Also, a helical port produces better swirl than a direct port. This is the swirl producing design established for this engine.

2. CREATION OF A SUITABLE INTAKE DESIGN

The head was decided to be produced by casting, as its intricate design rendered it impossible to be produced by other methods such as machining. The material used for the cores and the moulds is to be produced by rapid prototyping There are some restrictions to this process:

- It is impossible to produce very sharp angles.- It is impossible to have undercuts, as it would not be possible to open the moulds.

To design the intake three software packages were used:- CAD software: Solid Works- Meshing software: Gambit- Modelling software: Fluent

2.1. Specifications and constrains

The cylinder capacity lies between 20 and 25 cm3 and the flow was modelled for an engine speed of 4000 rpm, with valve lifts of 1.5 mm, 2.0 mm and 2.5 mm. There are some restrictions on the design of the inlet track:

1- The casting restrictions apply.2- There is a limit to the thickness of the walls.3- The fuel should be injected towards the inlet valve, impacting over its back. As the inlet is curved to

create swirl, care must be taken to allow a straight path from the injector to the valve.

120

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

4- Care must be taken to reduce pressure losses within the helical duct. This was a problem in an earlier design for this engine.

A previous head design had been designed, produced by rapid prototyping and tested using FLUENT. Results from this early design can be seen in Figure 3. The major problems were the huge pressure loss created by this passage, there was no clear path from injector to valve and the problematic shape for manufacture.

Figure 3. Initial inlet passage design and produced swirl inside the cylinder

2.2. Development of the intake design

Although that earlier head has been designed and produced by rapid prototyping techniques, it was decided to create a totally new design. Figure 4 shows the base design of the hemispherical combustion chamber and the valve seat. From this base, elements such as valve seat and inlet passage were added.

Figure 4. Basic design of the hemispherical combustion chamber and the valve seat

On the final (sixth) geometry the optimisation of the intake design was applied (Coene, 2008), in terms of design for manufacturing and to enhance swirl. Four views of this geometry can be seen in Figure 5. This head had all the required characteristics, high swirl production (Figure 6), a straight path from injector to valve and it could be produced using rapid prototyping techniques and aluminium casting.

2.3. Cylinder head making

A cylinder head (Figure 7) was designed to incorporate the specific inlet port, coolant chamber, housing the camshaft, valves and its auxiliaries (seats, guides and springs), spark plug and exhaust passage. The overall engine case is to be made from aluminum. The material choice affects the manufacture of the component, since in addition to fulfilling service requirements it must simultaneously satisfy production feasibility. Casting is usually the correct natural choice to produce a single or a few functional metallic components having intricate geometry for it is versatile, allows design freedom at have low cost (Dickens et al, 1995).

The geometries in this model, both inner and outer, are highly intricate which makes the production of such a part a very difficult job. In addition, because the engine is very small, all dimensions are miniaturized therefore making it extremely difficult to design, cast and finish. The cooling chamber, in particular, has a critical inner core making problem due to the complexity of its shape and the reduced accessibility, imposing casting limitations. To overcame core making difficulties, rapid prototype technologies provide a method of production that is very convenient for use

121

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

when single or a few components are to be manufactured (Saraiva et al., 2002). The pattern is not but the CAD model itself, and a virtual model of the cores and the cavity may be built. The entire mould can then be produced using adequate Rapid Prototyping equipment and techniques. 3D printing technology was decided to be used, for it is available and cost effective. The material chosen was a plaster based Z Corporation powder, the ZP®131.

Figure 5. Final geometry

Figure 6. Final geometry with FLUENT (swirl) results at two locations of the cylinder

On this initial design, the inner core of the coolant passage (Figure 8) had to be removed through small (8 mm diameter) holes highlighted in green on (Figure 7), making the removal very difficult. The second design corrected this situation, having a bigger hole (21 mm diameter) on the top of the coolant chamber for easier inner core removal (Figure 9). An effective produced gas removal during pouring operation is expected to be incorporated in this design, in order to obtain sound castings.

Casting accuracy is not enough for a functional model; subsequent machining is then needed to obtain some of the desired features of a particular part (Barbosa, J. et al, 1999). The features requiring more accuracy are then machined to fulfill design requirements. NC machining provides that accuracy, as long as the cutting tool can reach the area to machine. Nevertheless some features must be good enough for acceptance in as cast condition, eventually suffering hand finishing operations, as it is the case of the inlet and exhaust channels.

122

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

Figure 7. Design #1 Figure 8. Coolant chamber with inlet (right) and exhaust (left) ports highlighted

Figure 9. Design #2 - Half cut cylinder head (left) and coolant chamber (right)

2.5. Mould assembly

From the CAD model (Figure 7), models of the mould and core were made. These mould and core models were used to produce the plaster base plaster the ZP®131, using Z Corporation 301 Plus printer machine. Although rapid prototyping techniques allow the entire set to be made in one piece avoiding assembling problems, it is difficult to remove the non agglomerated plaster dust from the inside of the mould due to the complex shape of the part. The mould was then produced by assembling the cavity and cores made separately. The molten metal will then be poured through adequate channels built in the mould.

However complex, the inner core (shaping the combustion chamber, the inlet and exhaust passages and the valve and injector seats), was made in only one part as shown in Figure 10.

Figure 10. Combustion chamber, inlet and exhaust passages inner core (note the swirl geometry)

Figure 11 presents the aspect of the mould assembly, before the inner core being mounted. The image shows that that each components of the mould was divided into two sub-components. This allows easy dust removal, eventual printing defects correction and an easy assembling operation. The outer case of the mold includes the pouring basin, the sprue and the runner to provide a molten metal path to the cavity. The complex shape of the coolant chamber core can

123

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

be seen. It must also be noticed that the upper core, which originates the cylinder head top chamber for housing the camshaft and valves, is hollow to facilitate not only the removal of the air trapped inside the mould cavity, but also the exhaust of the gases produced by the combustion of organic components present in the mould and cores material.

Figure 12 presents the full mould assembly ready for metal pouring. Four top orifices can be seen, that were built to serve as a way out for the air and gases from the cavity.

Figure 11. Half assembled mould showing coolant chamber and top chamber cores, the pouring basin, the sprue and the runner entrance

Figure 12. Fully assembled mould ready for metal pouring

2.4. Casting simulation

NovaCast®, a foundry simulation software, was used to predict the solidification behaviour of the cylinder head. The geometry used in the simulations was the geometry depicted in Figure 7, and for the mould a surrounding box

mould was assumed for simulation purposes (see Figure 13).It must also be noticed that although for the metal the characteristics are already well known, (the aluminium alloy

chosen is widely used in casting industry), for the mould the data used to make the simulations had to be introduced in the software data base, and a calibration has to be done to obtain realistic results from the numerical simulation.

The simulations were made using soundness casting parameters like the ultimate solidification time, the metal pressure and velocity in the moulds or Niyama’s criteria, to predict the possible occurrence of shrinkage or bubble formation in the cast part. Figure 13 depicts an example of the numerical results obtained.

124

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

Figure 13. NovaCast® shrinkage prediction

2.5. Actual Casting Results

The mould assembly of Figure 12 was used to produce an actual casting prototype of the cylinder head. The part obtained showed a large hole defect in the massive wall near the cooling fluid entrance, as depicted in Figure 14 (left) From the image it may be concluded that three different reasons joined together to produce that defect:

- the local massive wall kept the metal molten longer than the rest of the part;- the position of the ingate contributed to worsen this effect because the continuous passage of hot molten metal

during the mould filling increased the local temperature;- the narrow orifices of this design didn’t facilitate de inside air and gases removal, that managed to force a passage

through the liquid metal to get out. To verify the interior soundness of the cat part the metallic prototype was cut trough a plane containing the axes of

the inlet and exhaust valves. In Figure 14 (right) three defects occurring in the sectioned area can be seen:A – a shrinkage of the massive wall of the intake duct where it intersects the outer case;B – a broken core happened maybe either during filling operation or the final assembling, due to the slenderness of

that particular core;C – a hole resulting from incomplete mould filling, due perhaps to a very thin local wall or to the pressure of the

gases forcing a way out.

The results so far obtained led to the conclusion that a different design should be produced in order to obtain a successful cast part. Next paragraph presents the new design proposal that is now under production.

Figure 14. Shrinkage defects surrounding massive regions of the part

125

A

C

B

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

3. MODIFYED CASTING DESIGN

New moulds and cores are going to be produced incorporating design improvements to minimize casting defects.In Figure 15 some of the present state of the cylinder head design is shown. The modifications include:- the top surface is now open to easy air and gases removal during actual casting, and core removal afterwards ;- a more generous coolant chamber created to increase thermal inertia, also helps in guaranteeing uniform wall

thickness highly recommended for casting reasons;- the enlarged top camera room will also facilitate the ulterior machining access to the valve guide drills.

Figure 15. Design #3 – Bottom isometric view (left) and half cut showing the new coolant chamber (right)

New moulds and cores are now being obtained from virtual model shown in Figure 15. The entire process will be repeated to obtain an actual functional part.

4. CONCLUDING REMARKS

A special purpose internal combustion engine was designed using CAD techniques. This is one of a kind engine, designed for a specific aim (minimal fuel consumption). The head was designed with intense swirl production by means of a specific intake geometry. The geometry was optimized using CFD (FLUENT) modeling.

Rapid Prototypes have been produced, allowing early improvements on the design, enabling a fast final design.The use of Rapid Prototyping in the production of the casting moulds and cores made it easier to implement the

design changes in the actual manufactured components. Modifications of the design are easily introduced into the actual parts.

A metal prototype was obtained by direct pouring molten aluminum into a plaster moulds directly obtained by 3D printing rapid prototyping.

The encountered defects led to an improved design which is now under production.

4. ACKNOWLEDGEMENTS

This research project was supported by POCI/EME/59186/2004 and MIT-Pt/EDAM-SMS/0030/2008.

The authors which acknowledge the support of JMTROFEUS, João Machado & C.a, L.da, for the actual 3D printing prototypes.

126

Proceedings of COBEM 2009 20th International Congress of Mechanical Engineering

Copyright © 2009 by ABCM November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil

5. REFERENCES

Barbosa, J., Monteiro, A., Pais, M. (1999), “Análise Crítica da Evolução da Fundição”; 1ro Congresso Luso-Moçambicano, Maputo, Moçambique

Coene, S. (2008) “Inlet Design for Optimal Swirl in an IC Engine”, MSc thesis, University of Minho, PortugalDickens, P.M., et al (1995), “Conversion of RP Models to investment Castings, Rapid Prototyping Journal, 1:4, 4-11.

The cost-effectiveness of the process suits best high complexity small parts and low quantities, which are typical of both technologies

Heywood, J.B. (1988), “Internal Combustion Engine Fundamentals”, McGraw-Hill, 1988Saraiva, V., Lima, M, Monteiro, A., Pouzada, S. (2002), “A Study on the Application of Investment Casting to Injection

Moulds”, RPD (2002) – Advanced Solutions and Development, Marinha Grande, Portugal

Stone, R. (1989) “Motor Vehicle Fuel Economy”, Middlesex (England), Macmillan education LTD,

6. RESPONSIBILITY NOTICE

The author(s) is (are) the only responsible for the printed material included in this paper.

127

128

ANEXO F – ESPECIFICAÇÕES DO MOTOR ORIGINAL

129

130

131

132

133

134