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Dados Internacionais de Catalogação-na-Publicação (CIP) Divisão de Informação e Documentação
Goulart, Bruno Estudo Experimental de Sistemas de Ignição de Alta Voltagem e Energia para Uso Veicular / Bruno
Santos Goulart. São José dos Campos, 2013. 118f.
Tese de mestrado – Aerodinâmica, Propulsão e Energia – Instituto Tecnológico de Aeronáutica,
2013. Orientador: Prof. Dr. Cleverson Bringhenti.
1. Sistemas de Ignição. 2. Fenômenos de Ignição. 3. Ignição Capacitiva. I. Instituto Tecnológico de Aeronáutica. II. Estudo Experimental de Sistemas de Ignição de Alta Voltagem e Energia para Uso Veicular.
REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA
GOULART, Bruno. Estudo Experimental de Sistemas de Ignição de Alta Voltagem e Energia para Uso Veicular. 2013. 118f. Tese de mestrado em Aerodinâmica, Propulsão e Energia – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos.
CESSÃO DE DIREITOS
NOME DO AUTOR: Bruno Santos Goulart TÍTULO DO TRABALHO: Estudo Experimental de Sistemas de Ignição de Alta Voltagem e Energia para Uso Veicular. TIPO DO TRABALHO/ANO: Tese / 2013 É concedida ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica permissão para reproduzir cópias desta tese e para emprestar ou vender cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta tese pode ser reproduzida sem a sua autorização (do autor).
Bruno Santos Goulart
Rua Prefeito Tigre Maia, 486, Pinheirinho CEP 37500-182 Itajubá - MG
iii
ESTUDO EXPERIMENTAL DE SISTEMAS DE IGNIÇÃO DE
ALTA VOLTAGEM E ENERGIA PARA USO VEICULAR
Bruno Santos Goulart
Composição da Banca Examinadora: Profa. Cristiane Aparecida Martins Presidente - ITA Prof. Cleverson Bringhenti Orientador - ITA Prof. Antonio Carlos de Oliveira Co-orientador - IEAv Prof. Jesuíno Takachi Tomita ITA Prof. Genésio José Menon UNIFEI
ITA
iv
Dedicatória
Este trabalho é dedicado ao futuro tecnológico da nação, na tentativa de difundir esta área de
conhecimento pouco estudada.
v
Agradecimentos
Este projeto não poderia ser terminado sem a ajuda de diversas pessoas às quais são prestadas
homenagens:
Aos pais do autor, pelo incentivo em todos os momentos da vida.
Ao engenheiro Cezar Marques, pioneiro do Brasil em sistemas de ignição de alta
potência e difusor desta área tecnológica, pela disposição e auxílio técnico.
Ao orientador e co-orientador, que mostraram os caminhos a serem seguidos.
A todos os professores, colegas e amigos, que ajudaram de forma direta ou indireta na
conclusão deste trabalho.
vi
Resumo
Uma combustão eficiente depende de muitos fatores, tais como injeção de combustível,
turbulência e características de ignição. Com a melhoria dos motores de combustão interna a
intensidade de turbulência e a pressão interna vêm aumentando, demandando com isso
sistemas de ignição mais potentes e eficientes. Em motores de injeção direta, as cargas
estratificadas resultantes do spray direto guiado por fronteiras ou ainda por escoamento
requerem ainda mais energia.
Neste trabalho foi investigado o efeito de diversos parâmetros de ignição nos fenômenos
elétricos e mecânicos ligados à abertura e sustentação do arco elétrico e ao processo de
combustão. Para isso foram estudados limites de centelhamento, diferentes níveis de energia,
bobinas e velas com maiores ou menores perdas internas, diferentes cargas impostas ao
sistema de ignição e diferentes sistemas. Foram feitas três bancadas de testes: uma com
ignição indutiva padrão; uma com ignição indutiva de alta voltagem e uma com ignição
capacitiva de alta energia, com voltagem e capacitância variáveis. A aquisição de dados foi
feita através de osciloscópios com pontas de prova específicas e fotografias de alta velocidade
utilizando a técnica schlieren, que permite avaliar efeitos térmicos e ondas de choque geradas
nos processos de centelhamento e combustão.
Os resultados obtidos através destes experimentos mostraram que os sistemas de ignição
veiculares padrão ainda podem melhorar muito em voltagem, atraso de resposta, limite de
centelhamento e energia entregue à câmara de combustão. Com os sistemas de alta voltagem
e/ou energia testados neste trabalho, indutivo e especialmente o capacitivo, pode-se aumentar
consideravelmente as folgas de vela, o que melhora bastante o rendimento global dos motores
de combustão interna.
vii
Abstract
An efficient combustion depends on many factors, such as injection, turbulence and
ignition characteristics. With the improvement of internal combustion engines the turbulence
intensity and internal pressure have risen, demanding more efficient and powerful ignition
systems. In direct injection engines, the stratified charge resultant from the wall/air-guided or
spray-guided system requires even more energy.
In this work were investigated effects of ignition parameters on electrical and mechanical
phenomena linked to spark opening and maintenance and combustion process. Sparking
limits, energy levels, big or small losses coils and sparkplugs, different imposed loads and
different ignition systems will be discussed. Three test-benches was done: one with standard
inductive system, one with high voltage inductive ignition and one with high energy
capacitive ignition, with variable voltage and capacitance. The data acquisition was done by
oscilloscopes with specific probes and high speed schlieren photographs, which permits
evaluate thermal effects and shockwaves generation during sparking and combustion.
Results obtained through this experiments show that the standard vehicle ignition systems
can be improved very much about voltage, delay response, sparking limit and supplied energy
to combustion chamber. With the high voltage and/or energy systems tested, inductive and
specially the capacitive, the spark gap can be raised plenty, which improve a lot the global
efficiency of spark ignition engines.
viii
Lista de Figuras
Figura 1 - Sistema de ignição transistorizado típico com distribuidor (Bosch, 2006). ............24
Figura 2 - Carga típica de uma bobina veicular (adaptado de Bosch, 2006). (a) Saturação. ..26
Figura 3 - CDI com gerador de pulso indutivo (esquema) (Bosch, 2002). ..............................27
Figura 4 - Variação esquemática de voltagem e corrente para uma ITI convencional
(Heywood, 1988). .....................................................................................................................29
Figura 5 - Corrente da centelha durante a fase de ruptura para velas diretas e resistivas (NGK,
1998).........................................................................................................................................30
Figura 6 - (a) e (b) Efeito do diâmetro do eletrodo central da vela, folga da vela e ponto de
ignição no limite pobre de operação (Heywood, 1988); (c) Efeito da folga da vela na
economia de combustível (Obert, 1971). .................................................................................32
Figura 7 - Representação esquemática do efeito do tamanho do raio de ignição na inflamação
de uma mistura não homogênea. Diferentes graus de propriedades não-homogêneas são
atribuídos a diferentes esferas distribuídas aleatoriamente de tamanho igual ao tamanho médio
estatístico da não-homogeneidade (Maly, 1984)......................................................................34
Figura 8 - Descarga única em uma ITI (descarga por irradiação, 30 mJ, 0,77-1,5 ms) com
escoamento de ar a 300 K, 2 bar e 1,2 mm de folga. Abaixo de 15 m/s quase sem múltiplas
descargas, acima de 15 m/s somente múltiplas descargas. Os canais de descargas por
irradiação são visíveis devido à excitação por sucessivas fazes de ruptura ao longo de uma
passagem pré-ionizada ao invés de formar um novo canal (Maly, 1984). ...............................37
Figura 9 - Estabilidade da combustão para posições diferentes de vela (adaptado de Bosch,
2006).........................................................................................................................................38
Figura 10 - Diferentes padrões de escoamento. (a) vantajoso para o crescimento da chama ..39
Figura 11 - Fotografia de uma centelha num motor transparente com câmera de alta
velocidade.................................................................................................................................42
ix
Figura 12 - Esquema de montagem da bancada de testes.........................................................46
Figura 13 - Sinal de comando típico de um módulo de ignição...............................................53
Figura 14 - Comportamento da carga da bobina de um sistema indutivo de acordo com a
largura do pulso de comando (Goulart, Bringhenti e Oliveira, 2011)......................................54
Figura 15 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, V1 (Evento Mi 04).......................55
Figura 16 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, V1 (Evento TNT 04).................57
Figura 17 - Esquema de Montagem do Divisor Resistivo........................................................58
Figura 18 - Rigidez dielétrica do ar em um campo homogêneo...............................................59
Figura 19 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, V2 (Evento Mi 04).......................60
Figura 20 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, V2 (Evento TNT 03).................61
Figura 21 - Carga da bobina padrão Bosch com módulo CM Top até 10 ms ..........................62
Figura 22 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, I1 (Evento, TNT 03) .................64
Figura 23 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, I2 (Evento, Mi 04) .......................65
Figura 24 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, I2 (Evento, TNT 03) .................66
Figura 25 - Desempenho da IDI padrão Bosch num motor veicular em rodovia.....................67
Figura 26 - Medição de campo (V1); Dodge Ram 8.0l V10; IDI; variação abrupta ML =>
WOT. Medições a e b são similares e aleatórias. .....................................................................68
Figura 27 - Fotos com técnica schlieren, IDI padrão, velas R (Mi 02 e 04) e IR (Mi 06) .......77
Figura 28 - Fotos com técnica schlieren, IDI padrão, vela IR (Mi 08) e D (Mi 09 e 11).
Contorno das ondas de choque indicado por setas ...................................................................77
Figura 29 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 20 mm, Contorno das ondas
de choque indicado por setas ....................................................................................................78
Figura 30 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 25 mm .............................79
Figura 31 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 29 e 30 mm
respectivamente (limite de centelhamento) ..............................................................................80
x
Figura 32 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 20 mm.......................81
Figura 33 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 25 mm.......................82
Figura 34 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 27 e 30 mm
respectivamente (limite de centelhamento), .............................................................................83
Figura 35 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 e 50 mm respectivamente,
velas R ......................................................................................................................................84
Figura 36 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 e 50 mm respectivamente,
velas IR.....................................................................................................................................85
Figura 37 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 20 mm, velas D.................85
Figura 38 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 20 mm (TNT 19 a 21) e
30 mm (TNT 25 e 26), velas D.................................................................................................86
Figura 39 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 mm (limite de
centelhamento), velas D. TNT 29 e 30 - eventos com reabertura do arco ...............................87
Figura 40 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Champion, d = 40, 45 e 50 mm (limite
de centelhamento), velas D. TNT 48 - falha de ignição. TNT 49 - evento com reabertura do
arco ...........................................................................................................................................88
Figura 41 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina MSD 8201, d = 20 mm .......................89
Figura 42 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina MSD 8201, d = 30 mm .......................90
Figura 43 - Sistema de escape, motor GM 2,5 litros Opala 1990’ com CDI de alta energia,
modelo CM Plus. (a) vista interna do início do tubo de escapamento, motor aspirado, (b) vista
interna do coletor de escapamento, motor com turbo-compressor.........................................102
Figura 44 - Bobina MSD 8201, especificações de catálogo...................................................105
Figura 45 - Bobina MSD 8201, montagem na bancada de testes. V1, V2, V3 e I1 indicam as
medições de tensão e corrente características.........................................................................106
Figura 46 - Bobina MSD 8251, especificações de catálogo...................................................107
xi
Figura 47 - Bobina MSD 8251, montagem na bancada de testes. I1 e V2 medições de tensão e
corrente características ...........................................................................................................107
Figura 48 - Bobina Bosch, montagem na bancada de testes. V1, V2 e V3 indicam as medições
de tensão características..........................................................................................................108
Figura 49 - Bobina Bosch, detalhes do isolamento elétrico adicional....................................109
Figura 50 - Bobina Champion, montagem na bancada de testes. I1, I2 e V2 indicam as
medições de tensão e corrente características.........................................................................110
Figura 51 - Bobina Champion, detalhes antes e depois do isolamento elétrico adicional .....110
Figura 52 - Módulo de ignição indutivo Bosch, 0227100142 (família VW Mi) ...................111
Figura 53 - Módulo de ignição indutivo CM Top ..................................................................111
Figura 54 - Módulo de ignição capacitivo CM TNT..............................................................112
Figura 55 - Montagem da bancada de testes...........................................................................114
Figura 56 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM Top, bobina Bosch, ......................117
Figura 57 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM Top, bobina Champion, ...............117
Figura 58 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM TNT, bobina Bosch,.....................118
Figura 59 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM TNT, bobina Champion, ..............118
xii
Lista de Tabelas
Tabela 1 - Distribuição percentual de energia para diferentes tipos de descargas (Maly e
Vogel, 1976). ............................................................................................................................28
Tabela 2 - Relações entre atraso do início da centelha (AIC), a rotação e o dielétrico na
câmara de combustão para diversas taxas de elevação de tensão (TET) do sistema de ignição.
..................................................................................................................................................31
Tabela 3 - Relações entre a velocidade do motor e duração da centelha, em μs e em graus ...40
Tabela 4 - Módulos, bobinas e velas ensaiadas ........................................................................47
Tabela 5 - Eventos testados com sistema indutivo padrão (VW Mi) .......................................48
Tabela 6 - Eventos testados com sistema indutivo de maior voltagem (CM Top)...................48
Tabela 7 - Eventos testados com sistema capacitivo de alta energia (CM TNT, ajustável).....49
Tabela 8 - Resumo das características principais dos eventos com IDI padrão .......................70
Tabela 9 - Resumo das características principais dos eventos com IDI de alta voltagem e
bobina Bosch ............................................................................................................................71
Tabela 10 - Resumo das características principais dos eventos da IDI de alta voltagem e
bobina Champion......................................................................................................................72
Tabela 11 - Resumo das características principais dos eventos da CDI de alta energia e bobina
Bosch ........................................................................................................................................73
Tabela 12 - Resumo das características principais dos eventos da CDI de alta energia e
bobinas Champion e MSD 8201...............................................................................................74
Tabela 13 - Testes de emissões em motores veiculares..........................................................102
Tabela 14 - Condições ambientais dos eventos ......................................................................115
Tabela 15 - Condições ambientais durante as calibrações do divisor resistivo......................116
xiii
Símbolos, Abreviações, Unidades e Índices Utilizados
1. Símbolos e Abreviações
1 - relativo ao circuito primário (quando não mencionado)
2 - relativo ao circuito secundário (quando não mencionado)
1º - primeira ocorrência
2º - segunda ocorrência
AIC - atraso de início da centelha [μs]
ARM - Atraso de resposta do módulo
ARS - Atraso de resposta do sistema
APMS - antes do ponto morto superior
C - capacitância [F]
c - constante do meio e forma de eletrodo [V.m²/kg]
CDI - ignição por descarga capacitiva (capacitor discharge ignition)
CE - consumo específico [g/kW.h]
COV - coeficiente de variação
d - folga de vela [mm]
DC - duração da centelha
DDI - depois do disparo da ignição
DPMS - depois do ponto morto superior
E - energia do sistema de ignição
fps - frames per second (quadros por segundo)
I - corrente elétrica [A]
IDI - ignição por descarga indutiva
Idle - marcha-lenta
IET - início da elevação de tensão
IM - ignição por magneto
IJP - ignição por jato de plasma
IPR - ignição por pulsos repetitivos
ITI - ignição transistorizada indutiva
L - indutância do enrolamento da bobina de ignição [H]
LDI - limite de detonação inferior
LPO - limite pobre de operação
xiv
MCI - motor(es) de combustão interna
ML - marcha-lenta
n - Rotação do motor [rpm]
NA - não avaliado
ND - não disponível
NI - não identificado
PAT - patamar de alta tensão
PCI - poder calorífico inferior [kJ/kg]
PMS - ponto morto superior
PT - perda (de voltagem) no transistor
R - resistência elétrica [Ω]
rpm - rotações por minuto
t - tempo
T - temperatura
TCI - ignição indutiva transistorizada (transistorized coil ignition)
TET - taxa de elevação da tensão [kV/μs]
U - tensão/voltagem [V]
V - tensão/voltagem [V]
VSC - voltagem de sustentação da centelha [V]
WOT - wide open throttle (carga plena do motor)
λ - razão ar-combustível ou fator lambda
ρ - massa específica do material [kg/m³]
Ø - razão combustível-ar ou razão de equivalência
2. Índices
a - alimentação
c - carga
CDI - ignição por descarga capacitiva
ITI - ignição transistorizada indutiva
m - médio (a)
man - manutenção
xv
max - máximo (a)
min - mínimo (a)
p - pressão
prim ou 1 - circuito primário da bobina/sistema de ignição
séc ou 2 - circuito secundário da bobina/sistema de ignição
sust - sustentação
r - ruptura
xvi
Sumário
1. Introdução................................................................................................................................ 19
1.1. Motivação ....................................................................................................................... 20
1.2. Objetivo .......................................................................................................................... 20
2. Revisão Bibliográfica .............................................................................................................. 21
2.1. Trabalhos Mais Relevantes............................................................................................. 21
3. Sistemas de Ignição - Tipos, Características e Potencialidades .............................................. 24
3.1. Ignição Transistorizada Indutiva (ITI) ........................................................................... 24
3.2. Ignição por Descarga Capacitiva (CDI) ......................................................................... 27
3.3. Formação da Centelha e Principais Características Desejáveis...................................... 28
3.3.1. Fases da centelha, eficiências energéticas e atrasos do arco .................................... 28
3.3.2. Influência da folga de vela........................................................................................ 32
3.3.3. Influência da turbulência, exposição da centelha, orientação e projeção da vela .... 35
3.3.4. Influência da Duração da Centelha........................................................................... 39
3.3.5. Motores com injeção direta ...................................................................................... 42
3.3.6. Resumo das necessidades do sistema de ignição...................................................... 43
4. Desenvolvimento Experimental .............................................................................................. 45
4.1. Montagem....................................................................................................................... 45
4.2. Medições Realizadas ...................................................................................................... 45
4.3. Técnica de ensaio............................................................................................................ 50
5. Resultados e Discussões .......................................................................................................... 52
5.1. Sinal de Disparo (V4) ..................................................................................................... 52
5.2. Estabilidade da Voltagem de Alimentação (V3) ............................................................ 53
5.3. Tensão no Circuito Primário da Bobina (V1)................................................................. 54
5.3.1. Sistema Indutivo....................................................................................................... 55
xvii
5.3.2. Sistema Capacitivo ................................................................................................... 56
5.4. Tensão no Circuito Secundário da Bobina (V2)............................................................. 57
5.4.1. Sistema Indutivo....................................................................................................... 60
5.4.2. Sistema Capacitivo ................................................................................................... 61
5.5. Corrente no Circuito Primário (I1) ................................................................................. 62
5.5.1. Sistema Indutivo....................................................................................................... 62
5.5.2. Sistema Capacitivo ................................................................................................... 63
5.6. Corrente no Circuito Secundário (I2) ............................................................................. 64
5.6.1. Sistema Indutivo....................................................................................................... 65
5.6.2. Sistema Capacitivo ................................................................................................... 66
5.7. Medições em Campo ...................................................................................................... 66
5.8. Tabelas Resumo.............................................................................................................. 69
5.8.1. Observações e particularidades dos eventos............................................................. 75
5.9. Fotografias de Alta Velocidade com Técnica Schlieren ................................................ 76
5.9.1. Sistema ITI padrão (Bosch)...................................................................................... 76
5.9.2. Sistema ITI de alta voltagem (CM Top)................................................................... 78
5.9.3. Sistema CDI de alta energia (CM TNT)................................................................... 84
5.10. Discussões Finais............................................................................................................ 91
6. Conclusões............................................................................................................................... 95
7. Trabalhos Futuros .................................................................................................................. 100
7.1. Correlações entre a Indutância da Bobina e a Faixa de Giro do Motor........................ 100
7.2. Influências da Intensidade de Turbulência no Aumento da Taxa de Queima com os
Sistemas CDI de Alta Energia e IDI................................................................................ 100
7.3. Diferentes Orientações da Vela de Ignição .................................................................. 101
7.4. Ensaios com Injeção Direta e/ou Combustível Líquido ............................................... 101
xviii
7.5. Ensaios em motores veiculares..................................................................................... 101
8. Referências ............................................................................................................................ 103
Anexo A. Especificações dos Equipamentos Utilizados.......................................................... 105
A.1. Bobinas de Ignição ....................................................................................................... 105
A.2. Módulos de Ignição ...................................................................................................... 111
A.3. Osciloscópios................................................................................................................ 112
A.4. Multímetro.................................................................................................................... 112
A.5. Divisor Resistivo .......................................................................................................... 112
A.6. Câmera.......................................................................................................................... 113
A.7. Termômetro/Higrômetro .............................................................................................. 113
A.8. Pontas de Prova ............................................................................................................ 113
Anexo B. Condições Ambientais dos Ensaios......................................................................... 115
Anexo C. Formas de Onda da Calibração dos Divisores Resistivos ....................................... 117
19
1. Introdução
Nos motores de combustão interna (MCI) ciclo Otto, a combustão eficiente do fluido de
trabalho está entre os maiores desafios tecnológicos durante muitas décadas. Algumas
maneiras de se conseguir isso são a queima de misturas estratificadas via injeção direta de
combustível (dentro da câmara de combustão), desenvolvimento de câmaras de combustão
com maior nível de turbulência, recirculação de gases de escape e melhoria do sistema
formador de mistura (carburador ou bico injetor) para melhor atomização do combustível, que
é função das características do leque de pulverização e diâmetro médio de gota.
Outra maneira de melhorar a eficiência de combustão está nas características do sistema
de ignição, que vão desde formato de velas, especificação da(s) bobina(s) e módulo(s) de
ignição, até as perdas por transmissão nos cabos de vela e o adequado isolamento elétrico de
alta tensão. A melhoria dessas características permite, além de maior potência, a operação do
motor com misturas mais pobres de combustível, o que é bastante desejável em cargas
parciais, uma vez que tal condição normalmente diminui o consumo específico do motor.
Em 2006 (Goulart), foi desenvolvido um trabalho com testes em dinamômetro de bancada
para mensurar os ganhos de potência e economia de combustível quando são utilizadas
ignições de alta voltagem e energia. Um trabalho complementar foi realizado em 2009
(Goulart e Rocha), num motor monocilíndrico de pesquisa mostrando-se como o limite pobre
de operação (LPO) pode ser entendido com tais ignições. Basicamente, sistemas de alta
voltagem permitem maiores folgas de vela, o que estende o LPO do motor e permite maior
economia de combustível em cargas parciais e até mesmo em carga plena.
20
1.1. Motivação
Este trabalho teve como motivação os ganhos de potência, desempenho, economia e
emissões observados em motores originais e modificados, quando os mesmos têm seus
sistemas de ignição substituídos por um com maior voltagem e/ou energia. Tipicamente,
motores originais melhoram a economia de combustível em 15 a 20 % quando instalado um
sistema de ignição capacitivo (CDI) de alta energia, ou mais, dependendo das características
do sistema de ignição original. Os ganhos de desempenho são da mesma ordem. Aliando-se o
sistema CDI da alta energia com maiores taxa de compressão e rotação de trabalho pode-se
atingir incrementos de potência da ordem 50% em motores originais de fabrica.
Assim, despertou-se a curiosidade no profundo entendimento dos motivos técnicos de tais
ganhos.
1.2. Objetivo
O objetivo deste trabalho é o de estudar as influências de diferentes sistemas de ignição no
comportamento de motores em diversas condições de operação e determinar as características
necessárias para um bom sistema.
21
2. Revisão Bibliográfica
Neste capítulo serão apresentados os principais estudos relevantes da área de sistemas de
ignição.
2.1. Trabalhos Mais Relevantes
A literatura sobre motores de ignição por centelha é extensa e trata de diversos assuntos,
tais como: projeto de pistão e câmara de combustão, dinâmica de turbo-compressores,
redução de atrito, lubrificação e arrefecimento por óleo, usinagem, fundição, etc., mas poucas
com ênfase profunda e valiosa em sistemas de ignição. Neste capítulo será realizada uma
revisão dos artigos científicos utilizados como auxílio no desenvolvimento deste trabalho.
1. Verhoeven (1997) realizou medições de energia transferida para o gás e correlacionou
com o tempo de carga de bobina, intensidade de turbulência, pressão ambiente, tipo de
eletrodo e folga de vela.
2. Geiger, et al. (1999) mostrou a possibilidade da queima de misturas mais pobres
utilizando eletrodos de pequeno diâmetro aliados a maiores folgas de vela, ou ainda
aumentando a intensidade de turbulência na região da vela. Além disso, comparou o limite
pobre de operação (LPO) de uma ignição por jato de plasma (IJP) de 100 mJ contra uma
ITI de 150 mJ. Os resultados não foram interessantes para uso veicular, uma vez que:
• Apesar de energia transformada em calor dentro da câmara de combustão ser
significativamente maior do que na ITI, a duração da centelha é baixa (~ 60 μs), e a
interação da centelha com o escoamento é precária com elevada turbulência;
• Experimentos em câmara pressurizada mostraram que o tamanho físico da névoa do
plasma é maior em baixas pressões;
• Com elevado nível de turbulência tipo tumble a IJP reduz o avanço de ignição ótimo e
melhora a operação pobre. Porém, com elevado tumble o LPO foi inferior à ITI.
22
Quando a névoa do plasma é soprada para fora pelo escoamento sua densidade de
energia é reduzida. Como atualmente os motores têm elevado nível de turbulência, a
IJP mostra-se vantajosa apenas para operação pobre em baixas cargas e rotações, o
que não é interessante para veículos.
3. Geiger, J. et al. (1999) também pesquisou comportamentos de uma ignição por lança-
chamas (ILC) contra uma ITI de 150 mJ. Os resultados não foram interessantes para uso
veicular, uma vez que:
• Com câmara de swirl sem lavagem: o consumo específico é ligeiramente maior que na
ITI, além do LPO ser menor. Isso ocorre devido à grande fração de gás residual na
câmara de swirl;
• Com câmara de swirl com lavagem de ar e metano: o LPO melhorou, mas dificilmente
excede o da ITI;
• O crescimento da chama fica prejudicado em elevadas cargas e rotações, pois a perda
de calor para as paredes é bastante significativa e levaria a um maior avanço do ponto
de ignição ótimo.
4. Pashley, Stone e Roberts (2000) investigaram o efeito do escoamento e orientação da
vela no crescimento da chama, na voltagem, corrente e duração da centelha, LPO, variação
cíclica, alongamento da centelha e ocorrência de reaberturas. Também foi indicada uma
fórmula empírica para a determinação da voltagem de abertura do arco.
5. Jeanvoine, Jonsson e Muecklich (2007) investigaram influências de certos materiais de
eletrodos de vela na duração e estabilidade das fases características da descarga elétrica e na
degradação dos mesmos durante a descarga. Efeitos da pressão ambiente também foram
averiguados.
6. Tanoue et al (2009) comparou um sistema de ignição convencional transistorizado com
um sistema de ignição por pulsos repetitivos (IPR) de até 10 pulsos de ignição, incluindo
23
fotografias schlieren de queima de misturas pobres em tempos específicos, bem como
realizou correlações entre a energia mínima de ignição com o empobrecimento e/ou diluição
da mistura ar-combustível. Foi investigado o comportamento deste tipo inovador de ignição
(com consumo de 140 mJ/ciclo), onde notou-se que houve melhora na queima pobre em
relação à ITI. Porém, a comparação não foi válida, pois se usou 1,5 mm de folga de vela na
IPR contra 0,5 mm na ITI, e sabidamente uma maior folga de vela estende o LPO, o que
interfere no resultado. Como só foram realizados ensaios com pouca carga, não se pode
concluir que a IPR obtém melhor desempenho em carga plena (WOT - Wide Open Throttle),
o que é desejável em qualquer motor veicular.
7. Segundo Goulart e Rocha (2009): “Diversos testes feitos por Cezar Marques, fabricante
de módulos de ignição da empresa CM Racing, revelam que a maioria dos veículos vendidos
no Brasil possuem sistemas de ignição com tensões não muito elevadas, variando de 280 a
380 V na maior parte dos casos, inclusive em modelos de alto custo. Entre estes, montadoras
como Audi, Alfa Romeo, BMW, Fiat, GM, Honda, Mitsubishi e VW. Alguns modelos de
motocicletas nacionais como Honda e Yamaha, e veículos de passeio Hyundai testados
utilizam ignições com baixa tensão, da ordem de 180 a 220 V. Alguns veículos importados,
de custo mais elevado, possuem sistemas de ignição com maiores tensões, que vão de 400 até
540 V. Entre estes, montadoras como VW, com o modelo Golf VR6, e diversos motores
Volvo.”
8. Sistema de ignição por magneto (IM): O sistema de magneto tem aplicação bastante
restrita à aviação e motores de baixo custo, uma vez que seus únicos pontos positivos são o
baixo custo e a confiabilidade do sistema, enquanto suas características de desempenho
deixam muito a desejar. Esse sistema é cada vez mais substituído pelas ITIs e CDIs, inclusive
em aeronaves, dada a melhoria da confiabilidade dos mesmos no decorrer das últimas
décadas.
24
3. Sistemas de Ignição - Tipos, Características e Potencialidades
Os sistemas de ignição possuem grande importância no desempenho geral dos MCI, e seu
desenvolvimento e aperfeiçoamento existe desde o invento do MCI. Existem diversos tipos de
sistemas de ignição, com diferentes princípios, características e aplicações. Este trabalho está
focado nos dois sistemas veiculares mais utilizados: o indutivo e o capacitivo. Os demais tipos
serão brevemente citados a seguir.
3.1. Ignição Transistorizada Indutiva (ITI)
O sistema de ignição indutivo transistorizado é hoje o mais utilizado em motores para
veículos terrestres. O princípio básico de funcionamento e os componentes típicos são
mostrados na Figura 1.
Figura 1 - Sistema de ignição transistorizado típico com distribuidor (Bosch, 2006).
Ao se aplicar uma tensão entre os terminais do enrolamento primário da bobina de ignição
a corrente elétrica circula pelo mesmo. Devido à indutância presente na bobina, a corrente
25
leva um tempo até atingir o valor máximo estipulado de projeto, definida pelas características
do módulo de ignição e da bobina. Quando a corrente é abruptamente interrompida a grande
indução provocada no enrolamento primário gera tensões bem maiores que a própria tensão
de alimentação (tipicamente 14,4 V em veículos modernos), atingindo valores da ordem de
centenas de Volts. Naturalmente, o enrolamento secundário da bobina também sofre indução
análoga à do enrolamento primário, porém com tensão e corrente proporcionais à relação de
espiras entre os enrolamentos, além de influências da eficiência de acoplamento
eletromagnético dos enrolamentos. Com isso, a tensão gerada no enrolamento secundário é
suficientemente grande a ponto de romper o dielétrico da folga da vela, naturalmente com
uma corrente proporcionalmente menor.
A energia de ignição acumulada no sistema ITI segue a Eq. (1) abaixo:
2 21 ILEITI = (1)
Esta energia varia de 20 a 45 mJ para sistemas com platinado, 40 a 80 mJ para sistemas
transistorizados convencionais com controle do tempo de carga, até cerca de 150 mJ para
sistemas de alto desempenho.
O sistema ITI carrega e descarrega a bobina a cada centelha desejada. O tempo de carga
da bobina (dwell) é um parâmetro de projeto e normalmente limitado à corrente de saturação
da bobina. Ultrapassar o limite de corrente de projeto da bobina é algo que deve ser avaliado
com muito critério, e será melhor discutido em outro capítulo. A Figura 2a mostra o
comportamento típico da corrente durante a carga de uma bobina, até a ocorrência da
saturação, que neste caso ocorre em 2,7 ms. O comportamento do aumento de corrente em
bobinas com diferentes indutâncias pode ser visto na Figura 2b, concluindo-se que não se
pode intercambiar bobinas de ignição de diferentes sistemas indutivos sem o conhecimento
das limitações e efeitos envolvidos. A saturação tem efeitos maléficos na durabilidade e nas
perdas internas da bobina, e por isso deve ser evitada. Sua ocorrência pode ser notada no
26
aumento repentino da taxa de crescimento da corrente ao longo do tempo, que pode ser
atribuído à diminuição momentânea da indutância da bobina. Esse fenômeno ocorre em
variações lentas de corrente, em tempos da ordem de milissegundos.
Figura 2 - Carga típica de uma bobina veicular (adaptado de Bosch, 2006). (a) Saturação. (b) comportamento do aumento de corrente em bobinas com diferentes indutâncias
Segundo Heywood (1988), a corrente que circula no enrolamento primário da bobina pode
ser calculada por:
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛−
−=
−
1
1 ) (
1
11 1
)( LtR
ac
eR
VVI (2)
O dispositivo de rompimento de corrente pode ser mecânico (platinado) ou transistorizado
(com sensores tipo indutivo ou Hall, conforme Figura 1). Os dispositivos de contato mecânico
são obsoletos por apresentarem muita manutenção e impossibilitarem o controle do tempo de
carga da bobina.
A simples substituição do platinado pelo transistor foi além da eliminação do mecanismo
de desgaste, sendo também uma grande mudança técnica. Os transistores podem resistir de 6 a
8 A e cerca de 400 V, o que não era possível com o sistema de platinado. Hoje, transistores
facilmente sustentam 25 A e 600 V ou mais (McLaren Electronic Systems, 2011).
27
Distribuidores de ignição já são obsoletos por questões de custo de fabricação, desgaste e
problemas de fuga de centelha, principalmente em sistemas de ignição com alta energia e
tensão. Assim, há muitos anos o distribuidor foi substituído pelo sensor de rotação do
virabrequim, aliado ao sistema de centelha perdida ou de bobinas individuais.
3.2. Ignição por Descarga Capacitiva (CDI)
No sistema capacitivo, um ou mais capacitores são carregados, e quando a centelha é
desejada descarrega-se a energia dos mesmos no enrolamento primário da bobina.
Consequentemente a indução no enrolamento secundário é análoga à ocorrida no primário,
atingindo as altas tensões necessárias na folga da vela. A Figura 3 mostra um típico sistema de
descarga capacitiva.
Figura 3 - CDI com gerador de pulso indutivo (esquema) (Bosch, 2002).
A energia de ignição acumulada no sistema CDI segue a Eq. (3), que é a própria energia
acumulada num capacitor.
2 21 VCECDI = (3)
Esta energia varia desde 40 mJ em sistemas convencionais até 500 mJ para sistemas de
alto desempenho.
Uma das vantagens do sistema CDI é a insensibilidade a variações elétricas no circuito de
alta tensão, oriundas de curto-circuito de velas de ignição sujas (Heywood, 1988), pois no
28
sistema CDI a bobina não faz parte do circuito de carga da ignição, enquanto no sistema ITI
qualquer curto-circuito nas velas (oriundo de carvão e óxidos metálicos) pode causar
interferência no enrolamento da bobina durante a carga, reduzindo a voltagem máxima que o
secundário pode fornecer às velas. Esta é uma condição típica de mistura rica ou de velas
muito frias em motores de alta rotação ou turbo-alimentados quando operados em cargas
parciais, na qual se intensifica o efeito de carbonização das velas pelo excesso de combustível
não queimado, que faz o papel de resistência shunt. A elevada taxa de elevação de tensão
(TET) no enrolamento secundário dos sistemas CDI (da ordem de 10 kV/μs - McLaren
Electronic Systems, 2011) os torna quase insensível à resistência shunt.
No sistema CDI a saturação da bobina não é uma preocupação no projeto, pois nesse tipo
de ignição as variações de tensão e corrente são muito rápidas para que tal fenômeno ocorra.
Além disso, a indutância da bobina pode ser baixa, uma vez que esta não armazena energia,
conferindo elevadas TET (McLaren Electronic Systems, 2011).
3.3. Formação da Centelha e Principais Características Desejáveis
3.3.1. Fases da centelha, eficiências energéticas e atrasos do arco
A descarga elétrica nas velas é composta basicamente de três fazes: ruptura (do inglês,
breakdown, onde há grande ionização e descarga da parte capacitiva do sistema secundário),
arco (do inglês, arc, onde há formação e expansão do plasma) e irradiação (do inglês, glow,
onde há amortecimento da energia residual do circuito de descarga pela bobina), conforme é
mostrado esquematicamente na Figura 4. A Tabela 1 (Maly e Vogel, 1976) mostra as
eficiências de transferência de energia para a mistura.
Tabela 1 - Distribuição percentual de energia para diferentes tipos de descargas (Maly e Vogel, 1976).
Tipo de descarga Ruptura Arco IrradiaçãoPerda por radiação < 1 5 < 1
Perda de calor pelos eletrodos 5 45 70Perda total 6 50 70
Energia do plasma 94 50 30
29
Figura 4 - Variação esquemática de voltagem e corrente para uma ITI convencional (Heywood, 1988).
Os maiores valores de corrente encontram-se na estreita fase de ruptura, e podem ser tão
altas quanto a impedância do sistema permitir. Nesta fase, sistemas com velas e cabos sem
resistência (ditos “diretos”) permitem uma corrente cerca de 15 vezes maior que similares
resistivos/supressivos, conforme mostra a Figura 5. O uso de velas e cabos diretos é sempre
recomendado do ponto de vista de desempenho do sistema de ignição, uma vez que:
• Quanto maior a energia fornecida na fase de ruptura mais rápida será a velocidade de
chama, assim como um mesmo incremento de energia na fase de ruptura aumenta a
probabilidade de ignição mais efetivamente do que nas fases de arco e irradiação
respectivamente (Maly, 1984);
• A voltagem de centelhamento aplicada à bobina é diminuída, implicando em menor
exigência no isolamento elétrico;
• Há uma diminuição do efeito indutivo do sistema, diminuindo o atraso entre o sinal de
disparo e a centelha propriamente dita;
30
Em contrapartida, os sistemas diretos produzem maior ruído eletromagnético, o que pode
causar interferência em outros sistemas auxiliares, principalmente nos sensores dos sistemas
de injeção. No entanto, pode-se sempre resolver isso com técnicas clássicas de atenuação de
ruído.
Figura 5 - Corrente da centelha durante a fase de ruptura para velas diretas e resistivas (NGK, 1998)
O tempo de atraso entre o chaveamento da ignição (para iniciar a descarga) e a abertura do
arco propriamente dito influi no ponto de ignição efetivo do motor. É desejável que o arco
elétrico seja aberto com um atraso mínimo em relação ao comando de disparo (trigger) da
ignição e com a menor variação possível ao longo das diversas cargas e rotações do motor.
Desta forma pode-se ter um controle mais preciso do motor, pois será uma variável a menos a
se considerar no ajuste do ponto de ignição, principalmente em condições transitórias, tendo
uma idéia mais próxima do real comportamento do motor (e ponto de ignição) nas diversas
condições de operação.
Pode-se confeccionar sem grandes dificuldades a Tabela 2, que mostra relações entre o
atraso do início da centelha (AIC, em tempo e em graus do virabrequim), rotação e dielétrico
na vela para diversas rotações e taxas de elevação de tensão (TET), simulando motores e
sistemas de ignição diferentes. Uma TET pequena (< 1 kV/μs) pode resultar num valor
aceitável de AIC para cargas leves e médias em baixas rotações. Na medida em que se
aumentam a carga e/ou rotação, ou ainda quando há golpes repentinos de aceleração, os
31
atrasos respectivos (em tempo e em graus) aumentam, podendo alcançar vários graus de
rotação do virabrequim. Esse fenômeno (AIC) distorce o real ponto de ignição do motor, pois
necessita de correção na calibração do mesmo. Quando se tem uma elevada TET (da ordem
de 10 kV/μs), o AIC torna-se quase indiferente à variação de carga e rotação. Desta forma,
mesmo em condições extremas, o AIC não ultrapassa 1° (um grau) de rotação do virabrequim.
Com base nos valores padrão de avanço de ignição e de atraso dos sensores de detonação nos
motores atuais, este valor (1°) pode ser estipulado como o limite aceitável de atraso de um
sistema de ignição.
Tabela 2 - Relações entre atraso do início da centelha (AIC), a rotação e o dielétrico na câmara de combustão para diversas taxas de elevação de tensão (TET) do sistema de ignição.
Os valores de dielétrico da Tabela 2 podem ser interpretados equivalentemente a
combinações de folga de vela, pressão, constante da mistura ao redor da vela e forma do
eletrodo para diferentes motores estudados, pois todos esses fatores influem diretamente na
tensão de abertura do arco, ou seja, o aumento de carga, folga de vela e turbulência produzem
efeitos semelhantes no aumento do dielétrico na região dos eletrodos da vela, conforme
relaciona a lei de Paschen (Obert, 1971), Eq. (4), para temperaturas constantes.
dcV ρ= (4)
32
Outro fator também significativo na tensão de ruptura do dielétrico é a temperatura.
Quanto maior a temperatura do meio entre os eletrodos menor será o dielétrico. Logo, a
Eq. (4) pode ser escrita da seguinte maneira:
TRdpcdcV
== ρ (5)
Figura 6 - (a) e (b) Efeito do diâmetro do eletrodo central da vela, folga da vela e ponto de ignição no limite pobre de operação (Heywood, 1988); (c) Efeito da folga da vela na economia de combustível (Obert, 1971).
A voltagem necessária para abertura do arco pode ser ligeiramente diminuída com o uso
de eletrodos mais finos, que proporcionam o efeito pontas, como mostra a Figura 6a.
Verhoeven (1997), também averiguou que eletrodos mais finos aumentam a energia
transferida para o gás, assim como maiores folgas de vela.
3.3.2. Influência da folga de vela
A ignição de misturas pobres e/ou diluídas pelos gases de escape é facilitada por velas
com grandes folgas entre os eletrodos, como mostra a Figura 6b. Isso ocorre principalmente
33
em cargas parciais, quando a estratificação pela diluição do gás de descarga está presente
(Obert, 1971). Motores atuais já apresentam diluição pelo gás de descarga inclusive em cargas
elevadas (via recirculação externa).
Considerada a diluição da mistura fresca pelo gás de escape, ao se abrir o arco elétrico a
mistura diluída está se movimentando na câmara devido à turbulência. É intuitivo que quanto
maior a diluição da mistura, menor a probabilidade da mistura fresca receber diretamente o
efeito térmico da centelha, diminuindo a chance de ocorrer ignição, e analogamente, em uma
menor diluição esta probabilidade varia menos, ou seja, a influência é menor na medida em
que se aumenta a carga, visto que a diluição diminui (Figura 6c). Quando a folga da vela é
maior (e consequentemente o tamanho da centelha), a chance da mistura fresca ser atingida
pela centelha aumenta, propiciando maior probabilidade de combustão (Goulart, 2006).
O fenômeno físico da influência da folga na probabilidade de combustão é melhor
explicado por Maly (1984):
• O aumento da folga das velas afeta a propagação da chama. De 0,5 para 0,7 mm é
reduzida principalmente a perda de calor pelos eletrodos. A taxa de crescimento desse
ganho diminui para maiores folgas (> 1 mm). O efeito remanescente é causado pelo
aumento da tensão de ignição em folgas maiores, que conduz a uma redistribuição da
energia de ignição em favor da fase de ruptura (Er = ½ C V²).
• Na prática, a combustão depende de propriedades locais como composição da mistura,
distribuição de temperatura e nível de turbulência. Num modelo estatístico podem ser
atribuídos diferentes graus de propriedades não homogêneas em diferentes esferas de
um tamanho correspondente ao volume médio estatístico de não-homogeneidade, que
são distribuídas num espaço aleatório, como na Figura 7. Se o diâmetro de ignição da
centelha for da ordem ou menor que o tamanho médio das não-homogeneidades,
resultará em uma forte dependência das propriedades locais. Porém, quando se
34
aumenta a folga da vela a um patamar sensivelmente maior que as esferas não
homogêneas, o efeito da estrutura não homogênea desaparece, uma vez que um grande
e suficiente volume é ativado, agora sendo representativo de fato para as propriedades
médias, e não para as propriedades locais da mistura. Quanto maior o volume do
plasma, maiores são os tipos de não-homogeneidades que serão superadas.
• Folgas maiores, nas quais as reações ocorrem mais rapidamente que em folgas
menores, tem menor sensibilidade aos efeitos desvantajosos da turbulência (ex.: maior
transferência de calor para as paredes e diminuição da temperatura da chama inicial).
Figura 7 - Representação esquemática do efeito do tamanho do raio de ignição na inflamação de uma mistura não homogênea. Diferentes graus de propriedades não-homogêneas são atribuídos a diferentes esferas distribuídas aleatoriamente de tamanho igual ao tamanho médio estatístico da não-homogeneidade (Maly, 1984).
Em condições de mistura pobre a energia liberada no início da combustão é menor do que
em mistura estequiométrica. Além disso, como a temperatura da chama é menor em mistura
pobre, a velocidade de chama diminui e a frente de chama fica mais espessa. Assim, haverá
maior tempo para perdas de calor pelas fronteiras do sistema na zona de inflamação (ou seja,
pelos eletrodos da vela), diminuindo a eficiência de transferência de energia para a mistura.
Assim, misturas pobres requerem mais energia de centelhamento, e num período maior de
tempo.
35
Segundo Obert (1971), “Poderia também ser admitido que a ignição é assegurada pela
ação térmica da faísca. Consideremos que a centelha dê energia a um pequeno volume de
mistura que assim é elevada a uma temperatura de ignição com a liberação consequente de
energia química. Esta mistura perderia calor para o gás não queimado em uma proporção
muito rápida devido ao grande gradiente de temperatura. Então o prosseguimento da ignição
da carga é assegurado quando a velocidade de liberação de energia química pela combustão
for maior que a velocidade de perda de calor ao gás circundante por condução, porque agora a
temperatura do gás pode ser aumentada gradativamente. Como a condução de calor a partir de
uma esfera de mistura incandescente é inversamente proporcional ao raio, torna-se desejável
inflamar um volume grande de mistura pela centelha”.
Com uma maior folga da vela, a queda de tensão entre os eletrodos será maior,
aumentando a dissipação de energia (pois a mesma atua no sistema como um resistor,
consumindo mais energia por efeito Joule), que deverá ser suprida pelo sistema de ignição.
Quando o sistema de ignição não consegue suprir esse acréscimo de energia/tensão, a duração
da centelha diminui (no sistema ITI), até o ponto em que ocorre a falha de ignição.
Em motores a pistão a ignição e propagação da chama são processos não estacionários,
onde as condições iniciais afetam todo o curso da reação. Mesmo em condições de mistura
estequiométrica ou ligeiramente rica, onde pouca energia de ignição é necessária para iniciar a
reação, maiores taxas de reação são obtidas com maior folga de vela. (Maly, 1984).
3.3.3. Influência da turbulência, exposição da centelha, orientação e projeção da
vela
O nível de turbulência interna do motor também tem grande influência na exigência e no
comportamento do sistema de ignição.
Verhoeven (1997) mostrou que o aumento da turbulência reduz a perda de energia pelos
eletrodos, movendo o plasma e o gás aquecido para longe dos mesmos. Com isso aumenta-se
36
a energia transferida para o gás e consequentemente diminui a duração da descarga em uma
ITI.
O escoamento e a orientação da vela afetam o crescimento da chama, a voltagem e
corrente durante a descarga, LPO e variação cíclica. Na fase de irradiação o escoamento faz a
descarga se alongar. Esse alongamento provoca os mesmos efeitos benéficos de uma grande
folga de vela. Consequentemente o sistema de ignição é mais exigido tanto em energia quanto
em voltagem para sustentar a descarga nas fases arco e/ou irradiação. A influência é tamanha
que nas ITI a duração da centelha pode diminuir em até 75% devido ao alongamento da
centelha. No entanto, a voltagem de ruptura não é afetada pelo escoamento (Pashley, Stone e
Roberts, 2000).
Segundo Heywood (1988): “Nas fases de descarga por arco e irradiação o arco é arrastado
e alongado pelo fluxo, como na Figura 8. Para velocidades abaixo de 15 m/s ocorre um leve
aumento no canal de descarga (com 1,2 mm de folga). Para maiores velocidades ocorrem re-
disparos que são de baixa voltagem (2-3 kV), e então a energia da descarga é dividida em
canais separados. Conforme o canal se alonga, a tensão entre os eletrodos aumenta
substancialmente, e a importância relativa das perdas de calor para os eletrodos diminui.
Assim, mais energia é transferida para o gás (aumentando a eficiência de transferência de
energia). Porém, quando o canal é alongado, a energia transferida é espalhada num maior
volume. Dependendo da velocidade do escoamento e das condições de descarga e mistura, o
aumento da velocidade pode aumentar ou diminuir a energia mínima de ignição ou o limite
pobre de ignição para um determinado sistema de ignição. A velocidade média do escoamento
e os níveis de turbulência são importantes. Com um sistema de ignição convencional
(transistorizado) consegue-se estender o limite pobre aumentando a velocidade média do
escoamento até o ponto onde re-disparos começarem a ocorrer. Com sistemas de ignição por
ruptura, o limite pobre diminui com o aumento da velocidade do escoamento. Com sistemas
37
CDI, em baixas velocidades o escoamento tem pequeno impacto, e em altas velocidades a
energia mínima de ignição aumenta.”
Figura 8 - Descarga única em uma ITI (descarga por irradiação, 30 mJ, 0,77-1,5 ms) com escoamento de ar a 300 K, 2 bar e 1,2 mm de folga. Abaixo de 15 m/s quase sem múltiplas descargas, acima de 15 m/s somente múltiplas descargas. Os canais de descargas por irradiação são visíveis devido à excitação por sucessivas fazes de ruptura ao longo de uma passagem pré-ionizada ao invés de formar um novo canal (Maly, 1984).
Segundo Maly (1984): “o aumento de voltagem do secundário durante a descarga pode ser
usado convenientemente para estimarem-se propriedades do escoamento em motores reais”, e
também para estimar o comprimento do arco elétrico (Pashley, Stone e Roberts, 2000). Desta
forma, o aumento do nível de turbulência do motor (Figura 8) pode ser identificado pelas
formas de onda encontradas no sistema de ignição, tornando-se uma análise simples e
relativamente barata.
A projeção do eletrodo da vela também tem influência na formação e propagação da
chama. Os motivos são os mesmos de uma maior folga de vela: de maneira geral, maiores
projeções da vela dentro da câmara de combustão implicam em maior transferência de energia
para a mistura combustível, pois as velocidades e turbulências são menores nas proximidades
das paredes da câmara (devido ao efeito viscoso). Um bom projeto de motor deve combinar a
38
posição da centelha em um local de grande intensidade de turbulência, fazendo com que as
altas velocidades do escoamento alonguem a centelha (Figura 8) e provoquem os efeitos
benéficos pertinentes já explicados. Em contrapartida, a voltagem e energia de ignição
deverão ser maiores para sustentar a descarga sem ocorrência de reaberturas ou apagamento
da chama. Maly (1984) cita que, caso contrário (se a voltagem e energia de ignição não forem
aumentadas), a folga de vela deverá ser diminuída em uma vela com maior projeção, o que
piora o desempenho do motor.
O LPO também sofre influência da projeção da vela, conforme mostra a Figura 9, onde
nota-se a possibilidade de operação com misturas mais pobres utilizando-se velas com maior
projeção dos eletrodos dentro da câmara de combustão. O LPO é determinado quando a
variação da pressão média indicada na câmara excede 5% num montante específico de
amostras consecutivas (alguns autores utilizam 10% como valor limite de desvio).
Figura 9 - Estabilidade da combustão para posições diferentes de vela (adaptado de Bosch, 2006).
A regra clássica de expor a centelha o máximo possível é sempre válida. Sendo assim, a
geometria da vela pode permitir maior exposição da centelha à mistura, como é nas velas de
único eletrodo negativo, preferencialmente com eletrodos de pequeno diâmetro. A NGK
(2011) deixa claro que “as velas multi-eletrodos tem como única vantagem a maior
durabilidade”, porém com exposição da centelha sempre precária, com maior perda de energia
39
da centelha pelos eletrodos e maior perda de calor inicial da chama pelos eletrodos (o que
diminui a taxa de crescimento da chama e até mesmo pode extingui-la).
Sabendo-se a tendência principal do escoamento na região da vela, pode-se orientar
convenientemente o eletrodo negativo da vela (de único eletrodo) de forma que o
alongamento da centelha seja para fora, longe dos eletrodos (relativamente frios) e fronteiras
(que atuam como barreiras de crescimento de chama além de serem relativamente frias). Isso
conduz a um maior crescimento da chama e maior LPO. Naturalmente a exigência do sistema
de ignição aumenta, pois é necessária uma maior voltagem e energia para sustentar esta
centelha alongada. Esta maior transferência de energia pode ser constatada pela diminuição da
duração da descarga nas ITI, que pode chegar a até 50% para diferentes orientações de vela e
mesmas condições de escoamento (Pashley, Stone e Roberts, 2000). A Figura 10 mostra duas
situações de escoamento diferentes, que consequentemente alongam a centelha e a frente de
chama de maneira vantajosa (Figura 10a) ou desvantajosa (Figura 10b) do ponto de vista de
crescimento da chama.
Figura 10 - Diferentes padrões de escoamento. (a) vantajoso para o crescimento da chama (b) desvantajoso para o crescimento da chama.
3.3.4. Influência da Duração da Centelha
Para um motor comportar-se com boa eficiência em várias velocidades de rotação a
duração da combustão em graus (do virabrequim) não deve sofrer grandes variações, e sim ser
40
o quão rápida possível. Caso contrário, uma combustão lenta não atingirá altas pressões na
câmara, diminuindo o torque e a potência gerada pelo motor. Felizmente, maiores rotações
normalmente aumentam a turbulência e a velocidade de queima, o que permite uma ampla
faixa útil de operação nos motores de ignição por centelha. Desta forma, a duração da
combustão em graus sofre pouca variação, e quando esta aumenta muito, o torque produzido
diminui naturalmente. Segundo Heywood (1988) “a duração combinada do desenvolvimento
e propagação da chama varia tipicamente entre 30 e 90°”, já inclusas variações de carga e
rotação.
Como já visto, o início do processo de combustão deve ser garantido pela sustentação da
centelha por um determinado intervalo de tempo que é função de vários fatores, alguns já
descritos anteriormente. Esta duração em graus segue a mesma regra básica da duração da
combustão, ou seja, esta deve ter a duração de alguns graus do virabrequim. Logo, motores de
baixa rotação necessitam de uma maior duração da centelha do que motores de alta rotação.
A velocidade (rotação) do motor é fator fundamental na duração mínima necessária da
centelha em tempo (μs). Convertendo a rotação do motor de [rpm] para [°/ms], pode-se
facilmente calcular a duração da centelha em graus do virabrequim para uma dada duração em
μs, conforme mostra a Tabela 3.
Tabela 3 - Relações entre a velocidade do motor e duração da centelha, em μs e em graus
41
Durações de centelha além do necessário em graus desperdiçam o fornecimento de
energia, pois a centelha ainda estará ocorrendo em fases avançadas da combustão, que já
liberam energia em uma taxa várias ordens maior que a da centelha, tornando-a desprezível.
Além disso, a própria centelha estará num local onde a frente de chama passou há muito
tempo, só havendo então gases inertes.
Durações de centelha aquém do necessário em graus podem facilitar o apagamento da
chama, uma vez que esta pode se extinguir quando ainda não está no estágio de auto-
suficiência, onde a centelha é importante para o fornecimento de energia de ativação.
Heywood (1988) cita que em uma descarga no ar por CDI ou do tipo ruptura, depois de 10 μs
o plasma cessa e passa a ser fonte de energia para o crescimento contínuo do volume ativado,
até cerca de 100 μs. O ponto crítico no processo de inflamação ocorre na ordem de 20 μs após
o início da centelha, onde as reações de chama devem estar procedendo suficientemente
rápido para serem auto-sustentáveis, isto é, a liberação de energia química deve ser maior que
a perda de calor por difusão e condução para o gás adjacente ainda não queimado.
Segundo Maly (1984), as elevadas velocidades de chama desejadas para a operação
eficiente do motor reduzem tanto o tempo disponível para processos de troca de energia na
zona de inflamação como a faixa espacial através da qual a energia pode ser trocada, para
cerca de 100 μs.
Em ensaios feitos por Goulart e Rocha (2009) num motor experimental a 1200 rpm,
notou-se que ao diminuir a duração da centelha da ordem de centenas de μs em uma ITI para a
faixa de 100 μs em uma CDI de energia semelhante, o motor teve seu LPO diminuído de λ =
1,63 para 1,53, utilizando uma mesma folga de vela. Estipulando uma faixa sensata de 4 a 7°
para a duração da centelha, a Tabela 3 mostra que para esta rotação de operação, a duração da
centelha deveria ser de cerca de 550 a 1000 μs, o que explica o comportamento encontrado. A
duração da centelha não foi de fato medida na ITI por dificuldade de acesso ao circuito da
42
bobina. No entanto, a experiência em medições de diversas ITI mostra que a duração típica da
descarga deste tipo de ignição é de centenas de μs.
3.3.5. Motores com injeção direta
A turbulência da mistura ar-combustível é bastante alta nos motores atuais, principalmente
nos motores com injeção direta de combustível operando em carga estratificada. Nesta
condição de operação há pouco tempo entre a injeção do combustível e a descarga da centelha
(podem ser menos de 1 ms). Esse tipo de operação é conseguido graças às elevadas pressões
de injeção e níveis de turbulência desses motores. Consequentemente, durante a descarga
elétrica a centelha é alongada no sentido do escoamento, conforme mostra a Figura 11. Este
comportamento é similar ao da Figura 8 e tem os mesmos efeitos benéficos.
Figura 11 - Fotografia de uma centelha num motor transparente com câmera de alta velocidade. (1) centelha; (2) spray de combustível (Bosch, 2006)
Não obstante das questões já abordadas, os motores com injeção direta precisam sim de
uma centelha com boas características para evitar o apagamento da chama ocasionado pela
elevada turbulência da mistura. No entanto, investiu-se muito nesse sistema de injeção sem
um proporcional esforço na melhoria do sistema de ignição, que na maioria dos casos usa o
43
mesmo sistema de motores similares com injeção indireta. Inevitavelmente, para diminuir a
taxa de falhas de ignição, esses motores utilizam folga de vela menor que os similares com
injeção indireta.
3.3.6. Resumo das necessidades do sistema de ignição
De posse das diversas características, comportamentos e influências abordadas nesse
estudo pode-se dizer de maneira resumida que um bom sistema de ignição deve atender as
seguintes características:
• Elevada taxa de elevação de tensão em ambos os enrolamentos da bobina, com a
finalidade de diminuir o atraso de ignição e proporcionar uma abertura do arco mais
abrupta;
• Duração mínima da centelha acerca de 4 graus, a fim de evitar o apagamento da
chama por falta de fornecimento de energia enquanto o núcleo ativado (pela
combustão) ainda não é auto-sustentável, e duração máxima acerca de 7 graus, para
concentrar todo o fornecimento de energia no início da propagação da chama, onde
ainda há influência da energia fornecida pela centelha;
• Elevada energia de ignição, que proporcione altas correntes durante a fase não
sustentável da combustão e minimize a taxa de falhas do sistema;
• Baixa resistência/impedância total do conjunto bobinas-cabos-velas, que proporcione
altas correntes durante a fase não sustentável da combustão. Cabos e velas sem
resistência são preferíveis por aumentarem muito a corrente na fase de ruptura (cerca
de 15 vezes), além de diminuírem a voltagem de centelhamento;
• Velas com boa projeção do eletrodo central, permitindo exposição da centelha a
regiões de elevada turbulência da mistura;
• Velas com pequeno diâmetro dos eletrodos, o que diminui a voltagem de
centelhamento e expõe mais a centelha à mistura ar-combustível;
44
• Velas com único eletrodo positivo e negativo, o que diminui a perda de calor da
centelha para os mesmos e expõe mais a centelha à mistura ar-combustível;
• A maior folga de vela possível, o que aumenta tanto o limite pobre de operação quanto
a taxa de reação da mistura. Intrinsecamente, alia-se a necessidade de alta voltagem
disponível pelo módulo de ignição para centelhar grandes folgas de vela.
45
4. Desenvolvimento Experimental
Para realização da parte experimental deste trabalho foram necessários diversos
equipamentos. Todos os ensaios em bancada foram realizados no Instituto de Estudos
Avançados (IEAv). Basicamente foram utilizados:
a) Sistemas de ignição: módulos indutivos e capacitivos, bobinas, velas e fontes de
alimentação;
b) Sistema de aquisição de sinais: osciloscópios, pontas de prova de tensão e corrente,
multímetros e sensores de temperatura, pressão e umidade relativa;
c) Sistema de captura de imagem: câmera fotográfica de alta velocidade utilizando a
técnica Schlieren, espelhos, flash, mesa de alinhamento e computador para
transferência de dados. Esta câmera registra 32 quadros em cada disparo, em uma taxa
(quadros/segundo) ajustada de acordo com a velocidade do evento desejado.
A especificação detalhada de cada equipamento é listada no Anexo A.
4.1. Montagem
Montada nos Instituto de Estudos Avançados (IEAv), a bancada de testes foi feita de
acordo com o esquema mostrado na Figura 12.
4.2. Medições Realizadas
De acordo com esta montagem, pode-se captar os seguintes sinais:
- Tensão e corrente nos circuitos primário e secundário da bobina;
- Tensão de alimentação do sistema, e suas flutuações;
- De disparo;
- Imagens da evolução do processo de centelhamento.
46
Figura 12 - Esquema de montagem da bancada de testes
Com estes sinais, podem-se determinar as seguintes características:
- Atraso entre o sinal de disparo e o crescimento das voltagens V1 e V2;
- Atraso global: entre o sinal de disparo e o início da centelha;
- Taxa de elevação de tensão: circuito primário e secundário;
- Duração da centelha;
- Voltagem de pico, de ruptura e de sustentação do arco: primário e secundário;
- Limite de centelhamento (falhas de ignição);
- Apagamentos e reaberturas do arco;
- Flutuação/queda da voltagem de alimentação durante o tempo de carga da bobina;
- Perdas de voltagem por saturação do transistor;
- Saturação de bobina;
- Detecção de ondas de choque;
- Cálculo/conferência da velocidade de propagação das ondas de choque.
47
Foram realizados vários experimentos com diferentes módulos de ignição, bobinas, velas
e folgas de vela (folga entre os eletrodos da Figura 12). As possíveis variações de montagem
são mostradas na Tabela 4. Não foram testadas todas as possíveis combinações por limitações
de tempo, desnecessidade de avaliação ou impossibilidade técnica.
Tabela 4 - Módulos, bobinas e velas ensaiadas
Todos os eventos de testes são mostrados na Tabela 5, Tabela 6 e Tabela 7. Nestas tabelas
constam diferentes módulos de ignição (Bosch, CM Top, CM TNT), tempos de carga (Tc, no
caso das ignições indutivas), abertura de velas (d), bobinas, velas (R: resistiva, IR: Irídio-
resistiva, D: direta, todas com eletrodo massa removido), capacitâncias e voltagem de carga
dos capacitores (C e Vc, no caso da ignição capacitiva). Cada evento foi numerado
convenientemente, e serão muitas vezes mencionados pelo código do evento a partir de então.
48
Tabela 5 - Eventos testados com sistema indutivo padrão (VW Mi)
Tabela 6 - Eventos testados com sistema indutivo de maior voltagem (CM Top)
49
Tabela 7 - Eventos testados com sistema capacitivo de alta energia (CM TNT, ajustável)
50
4.3. Técnica de ensaio
A escolha das faixas de valores de testes foi baseada nas experiências de trabalhos
anteriores e faixas conhecidas de sistemas veiculares. Uma vez realizada a montagem e pré-
definida a sequência de testes, o procedimento de teste consiste nos seguintes ajustes:
a) Folga de vela: para atingir-se as altas voltagens encontradas em motores (da ordem de
dezenas de kV), foi necessário utilizar folgas de eletrodo muito maiores que as usuais em
motores veiculares, uma vez que os ensaios foram realizados a pressão ambiente e sem
escoamento (ver Eq. 5). Existem estudos com câmaras pressurizadas, escoamento nas velas e
até com combustão, porém, não foi encontrado nenhum estudo onde as pressões e
características de escoamento e combustão utilizadas sejam condizentes às de um motor
veicular típico em operação, o que está diretamente ligado à demanda de voltagem e energia
do sistema de ignição. Logo, optou-se por reproduzir as altas tensões aumentando-se a folga
dos eletrodos, por ser tecnicamente simples, reproduzível e com boa capacidade de se avaliar
o desempenho de sistemas de ignição.
b) Tempo de carga da bobina (comandado por um circuito gerador de sinal auxiliar) para
os sistemas indutivos, que é equivalente ao tempo de atraso para o disparo da ignição
capacitiva;
c) Sintonização do item b com o atraso do sinal de disparo da câmera e do flash;
d) Voltagem da fonte de alimentação: 14,4 V nos sistemas indutivos, e variável no sistema
capacitivo, para proporcionar a voltagem de carga desejada nos capacitores;
e) Frequência de disparo: sempre abaixo de 1 Hz, exceto em casos específicos (que serão
citados). Foi estipulado o valor aproximado de 0,7 Hz, que é o menor valor possível para o
gerador de sinal utilizado. A baixa frequência de disparo é fundamental para evitar
aquecimento na região entre os eletrodos e a contaminação por ozônio (O3), o que diminuiria
51
a voltagem necessária para o centelhamento, interferindo nos resultados. Num motor
alternativo esse fenômeno nunca ocorre, pois a cada ciclo a mistura combustível é renovada.
Terminados os ajustes inicia-se o processo de medição.
1. Ativa-se o gerador de sinal na frequência estipulada, observando-se as formas de onda
dos osciloscópios por cerca de 2 minutos para averiguar qualquer instabilidade do
sistema;
2. Estando todos os sinais ajustados inicia-se efetivamente a medição;
3. Os resultados são armazenados e posteriormente tratados e analisados.
A aquisição dos sinais pelos osciloscópios sempre teve como resultado final a média dos 4
últimos disparos, enquanto a sequência de 32 fotos da câmera fotográfica sempre registrou o
último dos 4 disparos citados. No total registrou-se uma média de 12 formas de onda para
cada evento medido, e em situações de dúvida do resultado foram realizadas réplicas do
evento.
52
5. Resultados e Discussões
Os resultados obtidos foram relativos a diversas possíveis combinações de montagem,
com o intuito de averiguar a influência isolada e/ou combinada dos diversos parâmetros.
Foram combinados diferentes módulos de ignição (dois indutivos e um capacitivo), velas
(resistiva com eletrodo comum, resistiva com eletrodo de menor diâmetro e direta), bobinas
(resistências e indutâncias variadas), energias primárias de ignição e tempos de carga, todos
aliados a diversas cargas impostas, representadas pelo espaçamento entre eletrodos (gap, ou
d).
Nos tópicos a seguir (5.1 a 5.6) é analisada isoladamente a medição de cada ponta de
prova com as diversas combinações já descritas. Como são muitas formas de onda
encontradas, ao início de cada tópico será dada uma explicação breve de como é o
entendimento da forma de onda padrão da respectiva medição, e então serão parametrizados
todos os valores chave em tabelas específicas.
5.1. Sinal de Disparo (V4)
A Figura 13 mostra como é o sinal clássico de comando de um módulo de ignição
indutivo. Esta figura representa um tempo de carga de 3,5 ms, que é o valor padrão da bobina
Bosch avaliada (tempo de carga fixo independente de carga e rotação do motor). Quando o
módulo recebe o sinal da borda de subida este inicia a carga da bobina, e quando este recebe o
sinal da borda de descida o transistor interno cessa corrente na bobina quase que
instantaneamente, induzindo as altas tensões necessárias para o centelhamento nas velas.
Nota-se que o tempo 0 (zero) está marcado na borda de descida da Figura 13, que é o
momento do disparo (trigger) do módulo de ignição. As figuras/formas de onda mostradas a
seguir serão todas referenciadas a este sinal de disparo, ou seja, o tempo zero de todos os
eventos é referente ao sinal de disparo do módulo de ignição. Portanto, todos os tempos e
53
pontos chave serão com um atraso (delay) em relação ao sinal de disparo do módulo (adotado
como tempo zero).
Figura 13 - Sinal de comando típico de um módulo de ignição
No caso do módulo de ignição capacitivo, como não existe o tempo de carga da bobina (e
sim dos capacitores, que são carregados rapidamente e apenas aguardam o sinal de disparo),
não será mencionado o tempo de carga, enquanto o módulo de ignição será disparado por uma
borda de subida (igualmente em bobinas e platinados). Neste caso, todos os eventos serão
referenciados à borda de subida do sinal de comando (também adotado como tempo zero).
5.2. Estabilidade da Voltagem de Alimentação (V3)
Para evitar que a voltagem de alimentação do módulo e da bobina diminuísse com a
demanda de corrente, foram instalados dois capacitores de 80.000 μF na saída da fonte de
alimentação. Com isso, a flutuação de tensão durante a carga da bobina ficou sempre abaixo
de 0,5 V.
A Figura 14 mostra tal comportamento ao elevar-se o tempo de carga da bobina. Logo
após a borda de subida, a voltagem de alimentação do sistema está em 14,4 V. Na medida em
54
que mais corrente é demandada, devido à baixa “inércia” (capacitância) do sistema, a
voltagem de alimentação começa a diminuir durante a carga da bobina, até cerca de 14,1 V
aos 4,2 ms de tempo de carga, com valor de corrente de 7,6 A, onde o sinal de disparo foi
dado (borda de descida do sinal de comando). Neste caso a maior flutuação de voltagem foi
de 14,4 - 14,1 = 0,3 V (ripple voltage).
Figura 14 - Comportamento da carga da bobina de um sistema indutivo de acordo com a largura do pulso de comando (Goulart, Bringhenti e Oliveira, 2011)
O módulo de ignição Bosch da Figura 14 em questão limita a corrente abaixo de 8,0 A,
independente do tempo de carga utilizado, para evitar danos ao mesmo ou à bobina.
5.3. Tensão no Circuito Primário da Bobina (V1)
A tensão medida no circuito primário da bobina é a medida mais simples de ser feita, pois
não necessita de equipamento muito sofisticado e pode ser facilmente feita em veículos em
campo. Apesar de simples, a correta medição desta forma de onda pode fornecer dados e
conclusões valiosos a respeito do sistema de ignição e inclusive do motor.
55
5.3.1. Sistema Indutivo
A Figura 15 mostra a forma de onda típica de um sistema indutivo, medida no negativo da
bobina, em escala ampliada (Figura 15a, focando os primeiros fenômenos) e global (Figura
15b). Nestas figuras observam-se vários pontos fundamentais para avaliação do módulo e do
sistema como um todo.
A taxa de elevação de tensão (TET) foi determinada com base nos tempos do primeiro
indício nítido de elevação de tensão e o patamar de alta tensão (que também pode ser um
pico). Dividindo-se a variação de tensão nestes respectivos tempos pela variação de tempo
tem-se a TET, conforme abaixo:
ietaic
ietaic
ttVVTET
−−
= (6)
Figura 15 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, V1 (Evento Mi 04).
A determinação dos dois pontos característicos da Eq. (6) é puramente visual, e depende
da experiência do analista e do padrão de subida da forma de onda.
A voltagem de sustentação do arco (Vsust) depende da folga dos eletrodos, efeito pontas,
temperatura, densidade, turbulência, composição do meio e perdas internas. Uma câmara de
56
combustão que possua qualquer uma destas características majoradas (e/ou composição da
mistura mais dielétrica) irá implicar em uma maior Vsust. Consequentemente, uma vez que
esta(s) característica(s) majoradas consomem mais energia de ignição, o efeito colateral é a
diminuição da duração da centelha (DC), pois a energia de ignição é consumida mais
rapidamente. Vale aqui lembrar que a Vsust no primário da bobina é apenas um rebatimento do
fenômeno ocorrido no circuito secundário, no entanto, muito válido.
5.3.2. Sistema Capacitivo
Os fundamentos se mantém para a medida dos sistemas capacitivos. A Figura 16 mostra a
forma de onda típica de um sistema capacitivo medida no negativo da bobina, em escala
ampliada (Figura 16a) e global (Figura 16b). O conceito da TET permanece o mesmo do
sistema indutivo. Nota-se que a forma de onda é diferente do sistema indutivo, uma vez que o
princípio do funcionamento é diferente. Percebe-se a ausência da voltagem de sustentação do
arco (Vsust), assim como o aparecimento de um segundo pico de voltagem. A queda de
voltagem do 1º para o 2º pico (Δpico) depende da folga dos eletrodos, efeito pontas,
temperatura, densidade, turbulência, composição do meio e perdas internas. Uma câmara de
combustão que possua qualquer uma destas características majoradas (e/ou composição da
mistura mais dielétrica) irá implicar num maior consumo de energia/corrente de ignição
(analogamente ao sistema indutivo). Consequentemente, a voltagem disponível no 2º pico
ficará diminuída.
57
Figura 16 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, V1 (Evento TNT 04).
A duração da centelha poderá diminuir ou não em uma condição com maior consumo de
corrente. Dependendo do projeto do módulo capacitivo pode-se consumir (ou não) toda a
energia do(s) capacitor(es) durante o disparo. Em uma ignição capacitiva de alta energia
(como a utilizada neste trabalho) pode-se descarregar energia em uma grande taxa em alguns
graus de rotação do virabrequim (seção 3.3.4) e cessar a corrente após 7º (por exemplo),
economizando energia para a carga do próximo disparo e consequentemente diminuindo-se o
consumo de energia do módulo de ignição sem comprometer o desempenho do sistema. Desta
forma, uma condição que consuma mais energia apenas diminuirá a carga residual do(s)
capacitor(es), mas dificilmente extinguindo-a(s). Caso a carga seja toda extinguida, a duração
da centelha irá diminuir naturalmente.
5.4. Tensão no Circuito Secundário da Bobina (V2)
A tensão no circuito secundário é a de medição mais crítica, pois necessita de pontas de
prova específicas para alta tensão. Houveram limitações nas medições com grandes folgas de
eletrodo (> 20 mm), pois a ponta de prova utilizada permite voltagens de até 40 kV, enquanto
foram testadas folgas de vela com dielétrico equivalente a 100 kV. Acima de 20 mm de folga,
58
ocorriam fugas de centelha para o aterramento da ponta de prova (felizmente, evitando danos
à mesma). Para solucionar esse empecilho, foi adotado o uso de um longo divisor resistivo
(com grande isolamento elétrico), conforme mostra a Figura 17.
Figura 17 - Esquema de Montagem do Divisor Resistivo
Esta solução permitiu medir até as maiores folgas necessárias nos testes (50 mm), sem
qualquer problema de fuga de centelha. Entretanto, houve dificuldades na calibração deste
divisor resistivo. Para não interferir na medição de corrente a resistência do divisor deve ser
bastante alta, o que diminui muito a corrente disponível para a carga do capacitor interno da
ponta (3 pF). Assim, o tempo de resposta da ponta de prova neste tipo de montagem fica com
um atraso bastante significativo, fazendo com que a simples divisão de tensão medida pela
razão do divisor resistivo resulte em uma medida não confiável. Este atraso é mais discrepante
quanto mais rápida for a TET do sistema. No entanto, como solução paliativa (em função do
material/equipamento disponível), foi feito o seguinte procedimento de calibração:
a) Montagem da configuração a ser testada, fixando d = 20 mm (valor limite para a ponta
de prova de alta tensão disponível);
b) Registro da forma de onda V2, sem o divisor resistivo, com frequência de 0,7 Hz;
c) Instalação do divisor resistivo, conforme Figura 17;
d) Registro da forma de onda V2, com o divisor resistivo, com frequência de 0,7 Hz;
59
e) Ajuste da forma de onda do item (d) por fator multiplicativo, de forma que a rampa de
subida de tensão sobreponha a onda da medição sem o divisor resistivo (o mais fiel
possível). As formas de onda e fatores de correção podem ser vistos no Anexo C.
Este procedimento mostrou-se razoável quando á única variável era a folga de vela, pois a
extrapolação dos valores encontrados para folgas maiores convergiu com os tempos de outras
formas de onda medidas e as informações de Wellauer (1973), conforme mostra a Figura 18
(por interpolação, adotou-se 2,1 kV/mm para folgas maiores que 15 mm). A variação de
qualquer outro parâmetro diminuía consideravelmente a confiabilidade da medida, sendo
necessária uma nova calibração.
Conforme citado no início deste tópico, a ponta de prova de alta tensão permitiu medidas
com até 20 mm de folga de vela. Sendo assim, como o sistema de ignição indutivo padrão
(Bosch) teve seu limite de centelhamento abaixo de 20 mm, não foi necessária a instalação do
divisor resistivo. Nos demais módulos de ignição, tornou-se necessária a instalação do divisor
resistivo para atingir-se maiores folgas entre eletrodos.
Figura 18 - Rigidez dielétrica do ar em um campo homogêneo em função da distância de arco S (Wellauer, 1973)
60
5.4.1. Sistema Indutivo
A forma de onda típica do secundário é mostrada na Figura 19, em escala ampliada
(Figura 19a, focando os primeiros fenômenos) e global (Figura 19b). Pode-se observar a Vsust
citada na seção 5.3.1, porém neste caso é a real voltagem de sustentação do arco.
O tempo de atraso de resposta do sistema (ARS) nesta medição engloba todo o conjunto
(módulo, bobina, cabos e velas), e esta identificação é uma análise puramente visual. A
abertura do arco (e então o início da centelha) é identificada pela queda brusca de voltagem
após a rampa de subida, enquanto o fim da centelha é notado pelo início da queda da Vsust até
zero.
Figura 19 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, V2 (Evento Mi 04)
Em uma medição correta, deve-se encontrar aproximadamente a mesma duração da
centelha (DC) em todas as formas de onda pertinentes. Esta conferência é fundamental para o
bom entendimento dos fenômenos temporais envolvidos. Pequenos desvios de tempo (até 1
ou 2 μs) são aceitáveis, devido a eficiência de acoplamento entre os enrolamentos e as
indutâncias da bobina que promovem pequenos atrasos ou então por algum atraso de resposta
61
gerado pela construção mostrada na Figura 17, conforme mostrado da Figura 56 até a Figura
59. O sentido do atraso depende de qual lado origina-se o fenômeno. Por exemplo: um
chaveamento do transistor no circuito primário levaria maior tempo para se propagar na forma
de onda do circuito secundário, enquanto a extinção do arco elétrico no circuito secundário
levaria mais tempo para se propagar na forma de onda do circuito primário.
5.4.2. Sistema Capacitivo
A forma de onda típica do secundário é mostrada na Figura 20, em escala ampliada
(Figura 20a, focando os primeiros fenômenos) e global (Figura 20b).
Figura 20 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, V2 (Evento TNT 03).
A identificação dos pontos chave é similar ao sistema indutivo, exceto pela voltagem de
sustentação da centelha, que agora é totalmente variável em função do princípio de
funcionamento do sistema capacitivo. Será visto adiante que o ponto de inversão marcado na
Figura 20b simboliza a mudança do sentido da corrente no circuito secundário. Quando
utilizado o divisor resistivo para a medição do sistema capacitivo, a forma de onda tornou-se
distorcida após a abertura do arco, não sendo útil para determinação da duração da centelha,
Vsust e ponto de inversão. Neste caso, essa medição apenas foi útil para determinação da TET
62
e da Vmax (seção 5.4). No entanto, as demais formas de onda (V1, I1 e I2) completam as
informações faltantes.
5.5. Corrente no Circuito Primário (I1)
Na medição de corrente do circuito primário normalmente é utilizada um transdutor de
corrente (ou monitor de corrente, ou bobina de Rogowski). A especificação do transdutor a ser
utilizado é função da faixa de tempo que se deseja investigar, e quão rápida são as variações
de corrente do evento. É uma medida até simples de ser feita, pois as voltagens medidas são
relativamente baixas (centenas de Volts).
5.5.1. Sistema Indutivo
A Figura 21 mostra a carga típica de uma bobina com módulo de ignição indutivo. Neste
caso o módulo de ignição permite elevadas correntes, que são alcançadas de acordo com o
tempo de carga ajustado (ao desejo do operador), até o limite máximo que depende das perdas
internas do circuito (bobina, cabos e transistores).
Figura 21 - Carga da bobina padrão Bosch com módulo CM Top até 10 ms
63
Um bom projeto de sistema de ignição nunca utiliza tempos de carga que possam saturar a
bobina (o que a danificaria com o tempo, seção 3.1). No entanto, desejou-se investigar alguma
melhoria de desempenho da centelha ao invadir a região de saturação. Na Figura 21 pode-se
visualmente identificar a região de início da saturação no ponto de inflexão da curva. Apesar
da corrente aumentar consideravelmente, a energia primária não aumenta na mesma
proporção, pois a indutância real começa a diminuir. Pode-se também notar a oscilação da
voltagem de alimentação (V3) que atingiu cerca de 0,6 V na condição mais crítica (ainda
aceitável, sendo que a voltagem dos reguladores de voltagem automotivos está sempre entre
13,8 a 14,4 V). A perda de tensão na carga da bobina deve-se às perdas internas da fiação e
do(s) transistor(es) do módulo. Estas perdas crescem quanto maiores forem as correntes de
carga da bobina.
5.5.2. Sistema Capacitivo
A Figura 22 mostra a medição típica de corrente no circuito primário da bobina de uma
ignição capacitiva.
Pode-se identificar vários pontos chave na medição mostrada na Figura 22. Além dos
pontos já conhecidos (ARM, AIC e DC) percebe-se: (a) a existência de dois picos de corrente
(Imax), que aumentam com o montante de energia primária e diminuem com a demanda de
energia da descarga, análogos aos picos V1 (mostrando o consumo de energia pelas condições
ambientais de uma câmara de combustão, por exemplo); (b) a propagação dos ruídos de
chaveamento do módulo de ignição e da abertura do arco elétrico (início da centelha) na
forma de onda V3; (c) A abrupta deformação de I1 no momento da abertura do arco é uma
consequência natural, uma vez que ao romper-se o dielétrico, o caminho ionizado (centelha)
diminui muito a impedância do sistema, permitindo maior corrente no circuito como um todo.
Adiante serão mostrados casos de falha de ignição, permitindo maiores conclusões.
64
Figura 22 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, I1 (Evento, TNT 03)
5.6. Corrente no Circuito Secundário (I2)
A medição de corrente no circuito secundário é das mais conclusivas a respeito de
sistemas de ignição. Esta medição por si só não permite a avaliação de cada componente
separadamente, pois registra somente o produto final do sistema, porém, ao mesmo tempo, é a
medição de maior interesse dos pesquisadores da área. Esta medida reflete a real energia que
chega às velas de ignição, e se as velas forem diretas, é praticamente a energia de ignição
entregue à câmara de combustão do motor.
Esta medição é feita da mesma maneira que a de corrente no circuito primário, porém com
valores da ordem de 50 a 100 vezes menor e com maiores cuidados de isolamento elétrico.
Pode-se medir pelo próprio cabo de vela (mais indicado em motores convencionais) ou no
cabo de aterramento do eletrodo negativo, como feito neste trabalho.
65
Por limitações de equipamento não realizou-se medições em escalas de tempo reduzidas
(da ordem de ns) no início do centelhamento, onde são registradas os maiores valores de
corrente e o regime de ruptura (seção 3.3.1). As medições foram focadas nas formas de onda
como um todo, e com a possível ampliação nas fases iniciais do arco, o que já permite grandes
conclusões.
5.6.1. Sistema Indutivo
A Figura 23 mostra a medição típica de corrente no circuito secundário da bobina de uma
ignição indutiva.
Figura 23 - Forma de onda típica de um sistema indutivo, I2 (Evento, Mi 04)
Nota-se a forma aproximadamente triangular da onda de corrente na Figura 23b, comum
nas ITIs. Ao reduzir a escala de tempo (Figura 23a) pode-se perceber as grandes flutuações no
início da descarga e o valor de pico (Imax). Quanto maior a folga de vela utilizada, maiores são
essas flutuações e a duração da centelha (DC) diminui, uma vez que o maior consumo de
energia extingue a energia da bobina num tempo menor.
66
5.6.2. Sistema Capacitivo
A Figura 24 indica a típica forma de corrente no circuito secundário de um sistema
capacitivo. Da mesma forma que no circuito primário, o circuito secundário também possui
dois pontos de pico (Imax), e seus valores estão ligados à energia disponível para ser
consumida. Quanto maior for a energia dos capacitores, maior serão os picos, e quanto mais
energia a centelha consumir menores serão os mesmos.
Percebe-se também que uma vez estabelecido o arco, as correntes I1 (Figura 22) e I2
(Figura 24) cessam no mesmo valor de tempo, o que permite a conclusão da duração da
centelha em quaisquer das formas de onda.
Figura 24 - Forma de onda típica de um sistema capacitivo, I2 (Evento, TNT 03)
5.7. Medições em Campo
Existem condições em motores que não podem ser facilmente simuladas em bancada ou
outros equipamentos. São condições que só um motor real pode representar, tais como:
67
turbulência (macro e micro), orientação da vela, variações de pressão e temperatura no
decorrer da descarga elétrica, presença de combustível (em diversas fases e formatos de gota)
e variações ciclo a ciclo da mistura a ser queimada.
A Figura 25 mostra o mesmo sistema indutivo padrão Bosch medido em condição real de
operação num típico motor veicular de 1,6 litros de 4 cilindros.
Figura 25 - Desempenho da IDI padrão Bosch num motor veicular em rodovia
Na primeira condição (Figura 25a), de carga leve em estrada a 2.500 rpm, a duração da
centelha tem um valor bastante vasto, com quase nenhum ruído durante a fase de descarga. Já
em WOT a 5.000 rpm (Figura 25b, faixa de rotação entre torque e potência máxima) a duração
da centelha diminui bastante (já esperado, pelo aumento da carga), e ocorre muita
instabilidade da centelha, com interrupção e reabertura do arco muitas vezes no mesmo
disparo, o que diminui a eficiência de transferência de energia e o desempenho do motor. Esta
condição indesejada ocorre por limitação de energia e/ou voltagem do módulo, aparecendo na
maioria dos motores veiculares com IDI em muitas condições de operação (principalmente
em cargas elevadas), e pode ser evitada utilizando um módulo/sistema com maior voltagem
e/ou maior energia.
68
Outra medição de campo pode ser observada na Figura 26a e na Figura 26b, com os
mesmos fenômenos de instabilidade na medicação de tensão no circuito primário (V1). Neste
caso, a forma de onda foi registrada durante a subida de rotação em uma variação brusca de
carga de marcha-lenta (ML) para carga plena (WOT), que é uma das condições mais críticas
para o sistema de ignição.
Figura 26 - Medição de campo (V1); Dodge Ram 8.0l V10; IDI; variação abrupta ML => WOT. Medições a e b são similares e aleatórias.
Logo, percebe-se que as condições de campo são bem mais críticas para o sistema de
ignição que as condições constantes em uma bancada de testes ou dinamômetro estático.
Medições de sistemas CDI padrão (baixa energia) não foram feitos devido à pouca
disponibilidade no mercado e não serem padrão de comparação. Existem muitas medições de
campo do sistema CDI de alta energia, e tais medições são praticamente idênticas às feitas em
laboratório, pois como há uma grande disponibilidade de tensão/energia, as instabilidades são
69
quase imperceptíveis nas formas de onda (a onda é praticamente estática em todas as
condições de operação), sendo desnecessárias maiores demonstrações.
5.8. Tabelas Resumo
Para otimizar as informações de todas as formas de onda registradas (ao total, acima de
300), da Tabela 8 até a Tabela 12 mostram-se as características principais das formas de onda
de todos os eventos realizados. Destas podem ser retiradas inúmeras conclusões, das quais as
principais serão abordadas no próximo capítulo. Os campos preenchidos com “ - “
correspondem a medidas não pertinentes ao evento.
70
Tabela 8 - Resumo das características principais dos eventos com IDI padrão
Tcd
ARM
V1m
axAR
SV2
max
AIC
DC
V1su
stV2
sust
TET1
TET2
I1m
axI2
max
[ms]
[mm
][μ
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][μ
s][k
V][μ
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s][V
][k
V][V
/μs]
[kV/μs
][A
][m
A]M
i 01
Bos
ch3,
55,
0B
osch
R16
,036
520
,018
,043
,018
0035
1200
13,5
0,78
7,0
140
Mi 0
2B
osch
3,5
10,0
Bos
chR
16,0
370
22,0
22,0
45,0
1350
4016
0012
,80,
967,
014
6M
i 03
Bos
ch3,
515
,0B
osch
R16
,037
822
,031
,051
,010
0044
2200
10,8
1,07
7,0
160
*M
i 04
Bos
ch3,
519
,0B
osch
R16
,038
422
,033
,453
,075
052
2800
10,4
1,08
7,0
140
*M
i 05
Bos
ch2,
010
,0B
osch
R32
,030
024
,024
,574
,065
040
1800
7,1
0,49
7,0
112
*M
i 06
Bos
ch3,
510
,0B
osch
IR18
,036
225
,020
,545
,013
5038
1600
13,4
1,03
4,5
138
Mi 0
7B
osch
3,5
15,0
Bos
chIR
16,0
364
24,0
25,5
49,0
1000
4422
0011
,01,
027,
015
0*
Mi 0
8B
osch
3,5
19,0
Bos
chIR
16,0
364
24,0
30,0
52,0
850
4826
0010
,11,
077,
016
0M
i 09
Bos
ch3,
510
,0B
osch
D14
,036
821
,022
,044
,017
0036
1200
12,3
0,96
7,0
146
Mi 1
0B
osch
3,5
15,0
Bos
chD
10,0
376
17,0
24,5
42,0
1200
4218
0011
,80,
987,
016
2*
Mi 1
1B
osch
3,5
19,0
Bos
chD
8,0
380
15,0
29,0
41,0
950
4822
0011
,51,
127,
016
2* -
Lim
ite d
e ce
ntel
ham
ento
Even
toVe
laB
obin
aM
ódul
o
71
Tabela 9 - Resumo das características principais dos eventos com IDI de alta voltagem e bobina Bosch
Tcd
ARM
V1m
axAR
SV2
max
AIC
DC
V1su
stV2
sust
TET1
TET2
I1m
axI2
max
[ms]
[mm
][μ
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][μ
s][k
V][μ
s][μ
s][V
][k
V][V
/μs]
[kV/μs
][A
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A]To
p 01
CM
Top
3,5
20,0
Bos
chD
2,0
568
5,0
41,0
30,0
800
4821
0020
,31,
647,
425
0To
p 02
CM
Top
4,2
20,0
Bos
chD
2,0
568
5,0
46,0
30,0
1000
4620
2020
,31,
848,
626
0To
p 03
CM
Top
5,0
20,0
Bos
chD
1,5
572
5,0
46,5
28,0
1250
4417
6021
,62,
0210
,427
0To
p 04
CM
Top
5,7
20,0
Bos
chD
1,5
572
5,0
48,0
26,0
1350
4417
6023
,32,
2912
,624
0To
p 05
CM
Top
6,5
20,0
Bos
chD
1,5
576
5,0
47,0
22,0
1500
4316
7028
,12,
7614
,630
0To
p 06
CM
Top
8,0
20,0
Bos
chD
1,5
580
5,0
45,0
18,0
1750
4215
8035
,23,
4616
,823
0To
p 07
CM
Top
10,0
20
,0B
osch
D1,
558
45,
046
,519
,017
5043
1580
33,4
3,32
18,0
280
Top
08C
M T
op3,
5
25
,0B
osch
D2,
056
45,
043
,033
,060
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18,2
1,54
7,4
230
Top
09C
M T
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2
25
,0B
osch
D2,
056
45,
046
,031
,075
053
2500
19,4
1,77
8,6
200
Top
10C
M T
op5,
0
25
,0B
osch
D1,
557
25,
045
,026
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2400
23,3
2,14
10,4
300
Top
11C
M T
op5,
7
25
,0B
osch
D1,
557
25,
051
,026
,010
0050
2300
23,3
2,43
12,6
240
Top
12C
M T
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5
25
,0B
osch
D1,
557
65,
047
,526
,012
0049
2000
23,5
2,26
14,6
290
Top
13C
M T
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0
25
,0B
osch
D1,
558
05,
047
,522
,014
0049
2000
28,3
2,79
16,8
300
Top
14C
M T
op10
,0
25,0
Bos
chD
1,5
584
5,0
51,0
21,0
1450
4920
0029
,93,
1918
,037
0*
Top
15C
M T
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5
29
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D2,
056
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046
,539
,045
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3500
15,4
1,37
7,4
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*To
p 16
CM
Top
4,2
30,0
Bos
chD
2,0
564
5,0
50,0
34,0
550
6231
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,61,
728,
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Top
17C
M T
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0
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D1,
556
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051
,032
,080
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2700
18,6
1,89
10,4
290
*To
p 18
CM
Top
5,7
30,0
Bos
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1,5
568
5,0
52,5
30,0
800
5827
0019
,92,
1012
,628
0To
p 19
CM
Top
6,5
30,0
Bos
chD
1,5
576
5,0
56,0
28,0
950
5726
0021
,72,
4314
,629
0*
Top
20C
M T
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0
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D1,
558
05,
055
,025
,011
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24,7
2,75
16,8
340
Top
21C
M T
op10
,0
30,0
Bos
chD
1,5
584
5,0
56,0
25,0
1200
5323
5024
,92,
8018
,037
0*
Top
22C
M T
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5
31
,0B
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D1,
557
65,
056
,028
,090
057
2700
21,7
2,43
14,6
130
*To
p 23
CM
Top
10,0
32
,0B
osch
D1,
558
03,
054
,526
,010
5057
2500
23,7
2,37
18,0
330
* - L
imite
de
cent
elha
men
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Even
toM
ódul
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la
72
Tabela 10 - Resumo das características principais dos eventos da IDI de alta voltagem e bobina Champion
Tcd
ARM
V1m
axAR
SV2
max
AIC
DC
V1su
stV2
sust
TET1
TET2
I1m
axI2
max
[ms]
[mm
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V][μ
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s][V
][k
V][V
/μs]
[kV/μs
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p 24
CM
Top
2,4
20C
ham
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04,
038
,018
,070
045
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35,0
2,71
7,2
180
Top
25C
M T
op3,
0
20
Cha
mpi
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2,0
560
4,0
40,0
16,0
900
4320
0040
,03,
339,
620
0To
p 26
CM
Top
3,5
20C
ham
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D2,
056
44,
044
,015
,010
0042
1800
43,4
4,00
12,4
230
Top
27C
M T
op4,
0
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Cha
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1,5
568
4,0
46,0
13,0
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,45,
1114
,823
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p 28
CM
Top
4,5
20C
ham
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D1,
556
83,
047
,014
,011
0041
1700
45,4
4,27
15,9
210
Top
29C
M T
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0
20
Cha
mpi
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1,5
572
3,0
46,5
13,0
1150
4117
0049
,74,
6515
,922
0To
p 30
CM
Top
2,4
25C
ham
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D2,
056
04,
042
,021
,050
052
2650
29,5
2,47
7,2
160
Top
31C
M T
op3,
0
25
Cha
mpi
onD
2,0
560
4,0
44,0
19,0
650
5125
0032
,92,
939,
621
0To
p 32
CM
Top
3,5
25C
ham
pion
D2,
056
44,
046
,016
,075
050
2350
40,3
3,83
12,4
220
Top
33C
M T
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0
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Cha
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1,5
568
4,0
48,0
16,0
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4922
5039
,24,
0014
,823
0To
p 34
CM
Top
4,5
25C
ham
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D1,
556
83,
048
,015
,090
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4,00
15,9
220
Top
35C
M T
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0
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Cha
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1,5
572
3,0
48,0
14,0
900
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0045
,84,
3616
,823
0*
Top
36C
M T
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4
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Cha
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2,0
560
4,0
44,0
23,0
450
5528
0026
,72,
327,
217
0*
Top
37C
M T
op3,
0
29
Cha
mpi
onD
2,0
560
4,0
49,0
21,0
550
5730
0029
,52,
889,
617
0*
Top
38C
M T
op3,
5
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Cha
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2,0
564
4,0
49,0
18,0
650
5527
0035
,33,
5012
,422
0*
Top
39C
M T
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0
29
Cha
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1,5
568
4,0
69,0
22,0
700
5226
0027
,73,
8314
,819
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Top
40C
M T
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5
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Cha
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1,5
568
3,0
55,0
17,0
700
5226
0036
,63,
9315
,925
0*
Top
41C
M T
op5,
0
31
Cha
mpi
onD
1,5
572
3,0
56,0
16,0
700
5427
0039
,44,
3116
,826
0*
- Lim
ite d
e ce
ntel
ham
ento
Even
toM
ódul
oB
obin
aVe
la
73
Tabela 11 - Resumo das características principais dos eventos da CDI de alta energia e bobina Bosch
1º2º
1º2º
1º2º
[V]
[μF]
[mm
][μ
s][V
][V
][μ
s][k
V][μ
s][μ
s][V
/μs]
[kV/μs
][A
][A
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A][m
A]*
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01C
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400
1,0
20,0
3,0
400
160
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26,0
132
17,4
1,59
10,0
5,0
210
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CM
TN
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020
,01,
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,015
,017
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,020
,041
028
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CM
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TB
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52,
520
,01,
561
535
02,
038
,515
,019
345
,62,
9639
,022
,048
030
0TN
T 04
CM
TN
TB
osch
R60
02,
030
,01,
560
030
02,
060
,024
,017
926
,72,
7328
,516
,038
024
0TN
T 05
CM
TN
TB
osch
R61
52,
530
,01,
561
532
02,
052
,022
,019
930
,02,
6034
,019
,046
027
0TN
T 06
CM
TN
TB
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R60
02,
040
,01,
560
028
02,
042
,020
,018
832
,42,
3332
,017
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024
0TN
T 07
CM
TN
TB
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52,
540
,01,
561
530
02,
073
,026
,020
725
,13,
0433
,017
,040
526
0TN
T 08
CM
TN
TB
osch
R60
02,
050
,01,
560
028
02,
056
,030
,017
821
,12,
0031
,016
,038
020
5TN
T 09
CM
TN
TB
osch
R61
52,
550
,01,
561
530
02,
065
,028
,019
523
,22,
5034
,016
,045
024
0*
TNT
10C
M T
NT
Bos
chIR
400
1,0
20,0
3,0
400
160
4,0
28,0
26,0
125
17,4
1,27
11,5
5,5
240
90TN
T 11
CM
TN
TB
osch
IR60
02,
020
,01,
560
036
02,
029
,515
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344
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2735
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,043
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T 12
CM
TN
TB
osch
IR61
52,
520
,01,
561
536
02,
029
,014
,019
449
,22,
4239
,023
,049
030
5TN
T 13
CM
TN
TB
osch
IR60
02,
030
,01,
560
032
02,
047
,022
,017
929
,32,
3531
,017
,040
025
5TN
T 14
CM
TN
TB
osch
IR61
52,
530
,01,
561
533
02,
046
,022
,019
630
,02,
3036
,019
,545
027
0TN
T 15
CM
TN
TB
osch
IR60
02,
040
,01,
560
030
02,
060
,026
,017
924
,52,
5030
,016
,040
024
0TN
T 16
CM
TN
TB
osch
IR61
52,
540
,01,
561
530
02,
080
,029
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I22
,42,
9633
,017
,042
026
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T 17
CM
TN
TB
osch
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02,
050
,01,
560
028
02,
075
,032
,017
819
,72,
5028
,013
,038
020
0TN
T 18
CM
TN
TB
osch
IR61
52,
550
,01,
561
531
02,
062
,028
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523
,22,
3832
,016
,046
024
0*
TNT
19C
M T
NT
Bos
chD
400
1,0
20,0
3,0
400
180
3,0
27,0
24,0
128
19,0
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12,0
8,0
240
120
TNT
20C
M T
NT
Bos
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400
2,5
20,0
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400
235
3,0
29,0
23,0
193
20,0
1,45
25,0
15,0
340
200
TNT
21C
M T
NT
Bos
chD
600
2,0
20,0
1,5
600
395
2,0
34,0
14,0
174
48,0
2,83
37,0
26,0
470
330
TNT
22C
M T
NT
Bos
chD
615
2,5
20,0
1,5
615
400
2,0
34,0
15,0
191
45,6
2,62
42,0
29,0
540
365
*TN
T 23
CM
TN
TB
osch
D59
01,
030
,01,
559
026
02,
043
,024
,013
026
,21,
9518
,011
,029
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0*
TNT
24C
M T
NT
Bos
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520
2,5
30,0
2,0
520
280
2,5
41,5
28,0
198
20,0
1,63
29,5
18,5
390
250
TNT
25C
M T
NT
Bos
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600
2,0
30,0
1,5
600
350
2,5
46,0
24,0
174
26,7
2,14
32,0
22,0
460
300
TNT
26C
M T
NT
Bos
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615
2,5
30,0
1,5
615
360
2,5
45,5
21,5
194,
530
,82,
3938
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,050
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27C
M T
NT
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600
2,0
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1,5
600
320
2,0
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32,0
178
19,7
1,67
30,0
18,0
410
270
TNT
28C
M T
NT
Bos
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615
2,5
40,0
1,5
615
300
2,0
60,0
32,0
200
20,2
2,00
34,0
21,5
440
300
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T 29
CM
TN
TB
osch
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018
02,
058
,011
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0,51
20,0
8,0
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160
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T 30
CM
TN
TB
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52,
540
,01,
561
522
02,
057
,011
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185
5,7
0,53
27,0
14,0
400
240
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31C
M T
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Bos
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615
2,5
40,0
1,5
615
380
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--
--
15,5
--
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max
ARM
V2m
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STE
T2TE
T1D
CAI
CV1
max
74
Tabela 12 - Resumo das características principais dos eventos da CDI de alta energia e bobinas Champion e MSD 8201
1º2º
1º2º
1º2º
[V]
[μF]
[mm
][μ
s][V
][V
][μ
s][k
V][μ
s][μ
s][V
/μs]
[kV/μs
][A
][A
][m
A][m
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T 32
CM
TN
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03,
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,015
,091
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260
165
TNT
33C
M T
NT
Cha
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2,5
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3,0
400
240
3,0
32,0
15,0
141
33,3
2,67
35,0
23,5
395
275
TNT
34C
M T
NT
Cha
mpi
onD
600
2,0
20,0
1,5
600
400
2,0
35,0
10,5
125,
566
,74,
1250
,035
,558
041
5TN
T 35
CM
TN
TC
ham
pion
D61
52,
520
,01,
561
540
02,
033
,510
,513
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68,3
3,94
58,0
39,0
650
450
*TN
T 36
CM
TN
TC
ham
pion
D50
01,
030
,02,
050
024
03,
047
,017
,598
,532
,33,
2422
,014
,026
017
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37C
M T
NT
Cha
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2,5
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2,5
450
250
3,0
44,5
17,0
147
31,0
3,18
36,0
23,0
400
275
TNT
38C
M T
NT
Cha
mpi
onD
600
2,0
30,0
1,5
600
370
2,5
52,0
14,0
126
48,0
4,52
47,0
32,0
560
380
TNT
39C
M T
NT
Cha
mpi
onD
615
2,5
30,0
1,5
615
390
2,0
49,0
13,0
141
53,5
4,45
54,5
37,5
625
430
*TN
T 40
CM
TN
TC
ham
pion
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51,
540
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561
534
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578
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,75,
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NT
Cha
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17,5
144,
535
,65,
5946
,029
,052
036
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T 42
CM
TN
TC
ham
pion
D60
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,01,
560
031
03,
081
,017
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37,5
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41,0
27,0
455
330
TNT
43C
M T
NT
Cha
mpi
onD
615
2,5
40,0
1,5
615
360
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84,0
18,0
140
37,3
5,25
52,0
34,0
580
400
TNT
44C
M T
NT
Cha
mpi
onD
600
2,0
45,0
1,5
600
310
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139,
535
,35,
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,043
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T 45
CM
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,030
,054
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TNT
46C
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NT
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2,0
45,0
1,5
600
290
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86,0
88,0
119
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1,00
37,0
23,0
450
295
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T 47
CM
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TC
ham
pion
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CM
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CM
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52,
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561
528
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TNT
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--
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0,0
1900
1850
TNT
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D61
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550
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020
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o
* - L
imite
de
cent
elha
men
to**
- In
stab
ilidad
e (re
aber
tura
do
arco
)
75
5.8.1. Observações e particularidades dos eventos
Durante a execução dos eventos das tabelas da seção 5.8, algumas observações podem ser
feitas:
- Evento Top 23: apesar do limite de centelhamento ser de 32 mm, pode-se ir aumentando
lentamente a folga durante sucessivos disparos, atingindo-se até 36 mm, o que mostra o leve
efeito do calor gerado na centelha aquecendo o ar (tornando-o mais condutivo) e/ou a
presença do ozônio em disparos sucessivos (que possui menor dielétrico). Ao desativar-se o
sistema por ~ 1 min para dissipação do calor e ozônio, o centelhamento sucessivo tornava-se
impossível, salvo pelo aumento da frequência para 18 Hz por alguns instantes (1 a 2 s);
- Nas medições com a bobina Champion e IDI de alta voltagem gerou-se menor ruído
elétrico que a bobina Bosch em todos os eventos, provavelmente por características de menor
emissão eletromagnética nesta bobina;
- Evento TNT 04: ligeira taxa de falhas (5 a 10 %) ao comutar-se para C = 1,0 μF;
- Evento TNT 27: com 1,5 μF de capacitância, o centelhamento também ocorria, quase
sempre com instabilidade na abertura do arco (fechamento e reabertura);
- Para d > 40 mm com CDI de alta energia e bobina Bosch, houve muita instabilidade na
abertura do arco (fechamento e reabertura), acima de 50% dos disparos;
- Evento TNT 36: com 400 V não houve centelhamento. Acima desse valor, até 490 V,
houve centelhamento com taxa de falhas > 10%. Com 500 V o centelhamento tornou-se
estável;
- Não foi possível realizar medidas com d > 30 mm na bobina MSD 8201 e com CDI de
alta energia, pois com d = 40 mm o isolamento entre as torres de alta e baixa tensão foi
rompido;
76
- Em eventos com instabilidade na abertura do arco, foi necessária a aquisição dos sinais
no osciloscópio com apenas uma medida (modo single shot), para não gerar distorção na
média das formas de onda medidas.
- Não foi possível realizar medidas com a bobina MSD 8251 e com CDI de alta energia,
pois os altos valores de corrente atingidos danificaram a bobina nos primeiros disparos,
comprometendo os enrolamentos desta.
5.9. Fotografias de Alta Velocidade com Técnica Schlieren
As fotografias Schlieren de alta velocidade permitem investigar efeitos de temperatura e
pressão durante o centelhamento e a formação de ondas de choque. A ocorrência e intensidade
de ondas de choque no centelhamento indica uma maior entrega de energia ao meio (no caso
o ar ambiente, e num motor real, a mistura fresca). O critério de escolha das fotos foi por
nitidez e representatividade da evolução do evento. O início da contagem de tempo foi
baseado na foto com o primeiro indício de centelha. No topo de cada sequência de fotos é
identificado o evento respectivo. A Figura 28 e Figura 29 indicam ondas de choque com setas.
5.9.1. Sistema ITI padrão (Bosch)
A Figura 27 e a Figura 28 a seguir mostram a sequência de fotos em diferentes condições.
Nesta ITI padrão a luminosidade/contraste normalmente é baixa comparada aos outros
sistemas que ainda serão mostrados. A medição com velas diretas no limite de centelhamento
(Mi 11) mostrou-se a de maior intensidade, com leve aparição de duas ondas de choque a
partir do início da centelha, expandindo-se no próximo quadro (33 μs). Não analisou-se
longas durações de sequência de fotos (acima de 400 μs) por dois motivos:
a) Foge-se da faixa temporal de eficiência da centelha (seção 3.3.4);
b) Mesmo cessada a centelha, a luminescência da região da centelha ainda persiste por
alguns milissegundos, interferindo no resultado.
77
Figura 27 - Fotos com técnica schlieren, IDI padrão, velas R (Mi 02 e 04) e IR (Mi 06)
Figura 28 - Fotos com técnica schlieren, IDI padrão, vela IR (Mi 08) e D (Mi 09 e 11). Contorno das ondas de choque indicado por setas
78
5.9.2. Sistema ITI de alta voltagem (CM Top)
As figuras dessa seção mostram a evolução de centelhamento em algumas condições da
ITI de alta voltagem. Teve-se como escopo folgas a partir do limite da ITI padrão até o limite
de centelhamento encontrado, com TC padrão da bobina e num nível elevado de saturação.
Figura 29 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 20 mm, Contorno das ondas de choque indicado por setas
79
Figura 30 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 25 mm
As ondas de choque formadas podem ser identificadas por contrastes cilíndricos que se
expandem ao longo do tempo (normalmente nas 2as e 3as fotos da sequência). Assim como na
ITI padrão, a espessura da perturbação criada pelo caminho da centelha é alargada com o
passar do tempo, porém agora aparentemente em uma maior taxa de expansão. Percebe-se que
as ondas de choque tendem a serem mais nítidas/intensas com o aumento da folga de vela.
80
Figura 31 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Bosch, d = 29 e 30 mm respectivamente (limite de centelhamento)
Pode-se observar que o formato da centelha é aleatório, assim como nas descargas
atmosféricas. Em uma mesma condição, isso provoca flutuações de: (a) voltagem de ruptura,
(b) correntes e voltagens de sustentação, (c) AIC, (d) intensidade das ondas de choque.
81
Figura 32 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 20 mm
82
Figura 33 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 25 mm
83
Figura 34 - Fotos schlieren, IDI alta voltagem, bobina Champion, d = 27 e 30 mm respectivamente (limite de centelhamento),
84
5.9.3. Sistema CDI de alta energia (CM TNT)
As figuras dessa seção mostram a evolução de centelhamento em algumas condições da
CDI de alta energia. Utilizaram-se folgas a partir do limite da ITI padrão até o limite de
centelhamento encontrado, com energias variando do nível da ITI padrão até 500 mJ.
Também foram registradas fotos com reabertura do arco e falha de ignição.
Figura 35 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 e 50 mm respectivamente, velas R
Como pode-se ver na Figura 35, mesmo com grandes folgas de vela (que são mais
propensas a ondas de choque) as ondas de choque geradas com velas resistivas são bastante
discretas ou até incapazes de visualização. O mesmo ocorre na Figura 36 nas velas IR (irídio-
resistiva).
85
Figura 36 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 e 50 mm respectivamente, velas IR
Figura 37 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 20 mm, velas D
86
Ao se utilizar velas diretas (Figura 37), as ondas de choque tornam-se muito mais nítidas,
mesmo em folgas de vela menores (20 mm). Na medida em que a folga de vela cresce as
ondas de choque tornam-se mais intensas e/ou numerosas, como pode-se notar comparando a
Figura 37 com a Figura 38 ou Figura 39.
Figura 38 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 20 mm (TNT 19 a 21) e 30 mm (TNT 25 e 26), velas D
87
Figura 39 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Bosch, d = 40 mm (limite de centelhamento), velas D. TNT 29 e 30 - eventos com reabertura do arco
Na Figura 40 são mostradas as maiores folgas de vela com velas diretas e bobina
Champion. Chegou-se até 50 mm de folga, onde determinou-se o limite de centelhamento do
sistema. Com folgas acima de 40 mm muitos eventos já ocorrem com reabertura do arco.
Na Figura 41 e na Figura 42, são mostrados os eventos utilizando bobina de baixa
resistência e indutância. Neste caso nota-se a geração de ondas de choque muito mais intensa
devido às altas correntes envolvidas, além de ocorrerem múltiplos pontos de geração dessas
ondas. Infelizmente, por limitação do isolamento interno desta bobina, não foi possível fazer
medições acima de 30 mm de folga.
88
Figura 40 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina Champion, d = 40, 45 e 50 mm (limite de centelhamento), velas D. TNT 48 - falha de ignição. TNT 49 - evento com reabertura do arco
89
Figura 41 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina MSD 8201, d = 20 mm
90
Figura 42 - Fotos schlieren, CDI alta energia, bobina MSD 8201, d = 30 mm
91
5.10. Discussões Finais
De maneira geral, a taxas de elevação de tensão (TET1 e TET2) do sistema da ITI de alta
voltagem são consideravelmente maiores que a ITI padrão, e a da CDI de alta energia
consideravelmente maior que a ITI de alta voltagem.
A voltagem de sustentação (Vsust) remete a dificuldade de sustentar a centelha no meio
circundante. Pode-se constatar nas tabelas resumo que esta voltagem é proporcional à folga
imposta. Além disso, a Vsust também é dependente de outros parâmetros dentro de uma
câmara de combustão, tais como turbulência, pressão e temperatura. Logo, a partir da Vsust,
pode-se analisar a variação de parâmetros internos de uma câmara de combustão, podendo-se
mensurar uma melhoria (ou piora) do processo de combustão ao realizar-se alguma
modificação no motor.
A reserva de energia e voltagem de um sistema de ignição (tanto ITI quanto CDI) é
bastante desejável, pois esta reserva evita o apagamento da centelha (ou falha de ignição) em
casos de variações de carga, aceleração abrupta, instabilidades de regime transitório,
flutuações de turbulência, relação ar/combustível, mistura e temperatura entre ciclos
sucessivos.
A técnica Schlieren permite avaliar diferenças no índice de refração, oriundas de
diferenças termperatura/densidade do meio fotografado. A centelha em si não é fotografada (o
que pode ser feito por filmagem direta), e sim o efeito dela no meio (ar), ou seja, são captados
os efeitos de variação de temperatura/densidade do meio. A progressão do tempo nas fotos
mostra inclusive em todos os eventos a tendência de alargamento do caminho da centelha, o
que pode ser parcialmente verdade. Dois motivos causam tal efeito: (a) alargamento da
centelha ao conseguir ionizar maior quantidade do gás vizinho, (b) a própria expansão/difusão
do gás aquecido. Pode-se dizer que ambos são significativos. A conferência da hipótese (b)
foi investigada fotografando-se alguns eventos com atrasos de disparo (trigger) maiores que a
92
duração da própria centelha. Nestes casos pôde-se observar que a região trilhada pela centelha
já se apresentava muito alargada pela expansão/difusão do gás aquecido, mesmo com a
centelha já extinta do evento. Ou seja, o fato da técnica detectar a variação de temperatura não
significa que há centelha. Esta técnica não permite delimitar o tamanho/espessura da centelha
A constatação da velocidade das ondas de choque geradas no centelhamento foi feita pela
razão entre o deslocamento linear e o tempo decorrido entre fotos, com valores da ordem de
340 e 350 m/s (velocidade sônica em condições ambientes típicas). Como referência de
distância em cada foto, pode-se sempre tomar como base o espaçamento entre eletrodos.
Em uma descarga de centelha, as ondas de choque ocorrem devido à ruptura inicial do
dielétrico, onde o gás ionizado (plasma) a alta temperatura (até 60.000 K, segundo Heywood,
1988) expande-se inicialmente com velocidades supersônicas (~ 8 km/s, segundo Heywood,
1988) e vai se desacelerando rapidamente (< 1 μs) até a velocidade sônica, gerando uma onda
de choque que progride por um tempo relativamente longo (dezenas ou centenas de
microssegundos). Quanto maior a temperatura inicial mais intensa será a onda de choque.
Logo, a geração de ondas de choque ocorre unicamente na fase de ruptura da descarga
(breakdown). Os principais fatores que influenciam a energia entregue na fase de ruptura e
consequentemente na geração de ondas de choque são:
a) Energia primária: para uma mesma folga de vela e demais parâmetros, alterando-se
apenas a energia da CDI, notou-se o aumento da intensidade de ondas de choque (Ex.:
evento TNT 50 contra TNT 51).
b) Folga de vela: Ao aumentar-se a folga de vela ocorre tanto o aumento da capacitância
acumulada no momento da ruptura, quanto uma maior área de possíveis pontos de
início de onda de choque. Logo, pode-se notar o aumento da intensidade/número de
ondas de choque ao aumentar-se a folga de vela. Também deve-se lembrar que uma
93
maior folga de vela induz obrigatoriamente em uma maior transferência de energia
para o meio, potencializando a formação de ondas de choque.
c) Resistências internas: Notou-se claramente que as velas diretas apresentaram
desempenho muito superior frente aos demais modelos (R e IR). O mesmo pôde-se
notar com o uso da bobina de baixa resistência/indutância. Combinando-se a bobina de
baixa resistência/indutância com as velas diretas e a CDI de alta energia, a geração de
ondas de choque nos primeiros instantes tornou-se bastante numerosa, principalmente
com alta energia e grandes folgas (eventos TNT 54 e 55). Mesmo operando-se a CDI
em baixa energia, o uso de velas diretas com bobina de baixa resistência/indutância
(evento TNT 50) mostrou uma geração de ondas de choque bastante representativa.
Até mesmo na ITI padrão, apenas na troca de velas resistivas por diretas, já apresentou
formação de ondas de choque (seção 5.9.1). Com velas resistivas, o índice de ondas de
choque tornou-se pouco representativo, mesmo com alta energia e grandes folgas. De
certa forma, as velas resistivas diminuem muito os níveis de corrente na fase de
ruptura (Figura 5, página 30), e consequentemente a geração de ondas de choque.
Notam-se diferenças de intensidade de ondas de choque e espessuras na região da
centelha. A princípio pode-se mensurar diferenças de energia com base nessa observação, mas
sempre contendo-se a comparações de eventos com mesmos ajustes da câmera e da
sensibilidade da técnica. De modo geral, sempre procurou-se manter o ajuste da sensibilidade
ao limite máximo, onde a partir deste ponto a claridade e nitidez das fotos ficavam
comprometidas. A técnica schlieren permite, a princípio, uma boa análise qualitativa,
enquanto análises quantitativas são mais complexas.
Segundo Heywood (1988), cerca de 30% da energia entregue na fase de ruptura é
carregada pela(s) onda(s) de choque. Apesar de em uma câmara de combustão de motor a
94
pistão as altas pressões/densidades envolvidas amortecerem as ondas de choque mais
rapidamente, pode-se inferir um pré-aquecimento e turbulência adicional nas vizinhanças da
vela, num raio de alguns poucos milímetros. A preocupação em si não é a interferência da
onda de choque em todo o volume da câmara de combustão, e sim nesta pequena vizinhança
ao redor da vela. Se a influência da onda de choque nesta pequena vizinhança gerar um efeito
positivo significativo na aceleração do processo de combustão (que possui velocidade inicial
baixa), todo o processo terá sua taxa de queima aumentada, uma vez que maiores taxas de
queima iniciais geram maiores taxas de queima em todas as fases seguintes. Este é um
fenômeno que requer maior estudo quantitativo.
95
6. Conclusões
Após bem entendido o que representam os tempos e valores característicos das medições,
pode-se consultar as tabelas-resumo mostradas no capítulo anterior, que são a principal fonte
das conclusões de (a) a (d). Em seguida, no tópico (e), são feitas recomendações para um bom
sistema de ignição com base em todo trabalho e experiências de campo:
a) Atraso de centelhamento, voltagens e folgas máximas
- A ignição por descarga indutiva (IDI) padrão é bastante limitado em centelhamento,
atingindo somente 19 mm em condições ambientes, atingindo no máximo cerca de 30 a
33 kV, os atrasos de centelhamento variam com a carga (gap) imposta, entre 41 e 53 μs (de 10
a 19 mm de folga respectivamente);
- A IDI de alta voltagem permite folgas de vela cerca de 50% maior que o sistema padrão
(até 29 mm) sem atingir a saturação da mesma bobina padrão automotivo. Extrapolando a
saturação da mesma pode-se chegar a quase 70% (31 mm), o que não representa um grande
incremento devido à saturação. Logo, o mérito do maior limite de centelhamento deve-se
principalmente à maior voltagem gerada pelo módulo (até 46,5 kV no circuito secundário,
sem saturação da bobina, e até 56 kV com saturação). Os tempos de atraso de centelhamento
variam de 30 a 39 μs (de 20 a 29 mm de folga respectivamente) com a bobina padrão;
- Na ignição por descarga capacitiva (CDI) de alta energia as folgas puderam atingir até
40 mm sem sintomas de instabilidade, e podendo-se atingir até 50 mm com instabilidades na
abertura do arco. Os valores de tensão atingiram cerca de 92 kV. Os atrasos de centelhamento
são bem menores quando se opera com alta energia, reduzindo para 14 a 32 μs (de 20 a
40 mm de folga respectivamente) com a bobina padrão.
96
b) Valores de corrente e duração da centelha
- A duração demasiada da centelha dos sistemas indutivos veiculares desperdiça energia.
Uma longa duração é válida apenas em rotações muito baixas (ex.: durações acima de 500 μs
só fazem sentido abaixo de 1800 rpm), de forma a manter a duração sensata estipulada de 4 a
7° do virabrequim. O sistema CDI de alta energia pode atingir elevadas correntes num tempo
adequado para a faixa de rotação de veículos de passeio, principalmente em médias e altas
rotações, portanto é mais eficiente do ponto de vista energético e de combustão;
- Os valores de corrente no circuito secundário das IDIs nos primeiros instantes da
centelha sofrem variação bastante aleatória, o que ocorre menos nas CDIs. A IDI padrão teve
valores máximos de 138 a 162 mA, enquanto a IDI de alta voltagem de 230 a 250 mA sem
saturação da bobina e até 370 mA extrapolando o limite de saturação. A CDI de alta energia
atinge valores que dependem da energia ajustada, sendo que na condição de maior energia
atingiu valores de até 540 mA.
c) Resistências, indutâncias e robustez das bobinas
- Das quatro bobinas avaliadas (duas de padrão veicular e duas aftermarket para veículos
ditos de competição) apenas as de padrão veicular resistiram às grandes folgas de vela e alta
energia do sistema CDI sem danos. As bobinas aftermarket testadas (MSD 8201 e MSD
8251) possuem baixos valores de resistência e indutância, o que confere maiores correntes e
menores atrasos de tempo. Porém, estas não possuem bom isolamento interno para resistir a
CDI de alta energia aliada a grandes folgas de vela (alta voltagem), consequentemente
resultando em curto entre as espiras, inutilizando a bobina. A bobina MSD 8251 danificou nos
primeiros disparos;
97
- Das bobinas veiculares testadas, o modelo de menor indutância (Champion) mostrou-se
mais adequado aos parâmetros desejados do que o modelo padrão (Bosch) para uso com a
CDI de alta energia, pois se obteve menor atraso de início da centelha (AIC), maior taxa de
elevação de tensão (TET), maior limite de centelhamento e maiores correntes atingidas. No
circuito primário, atingiu-se 58 A contra 42 A, e no secundário 650 mA contra 540 mA
(Champion contra Bosch, respectivamente). Entretanto, na ITI de alta voltagem, a bobina de
maior indutância (Bosch) obteve maior AIC, porém com maiores correntes de pico.
d) Velas
- Dos três tipos de velas avaliadas - direta, resistiva convencional e irídio-resistivas - a que
apresentou melhor desempenho global foi a vela direta (sem resistência). As velas resistivas
exigem maior voltagem do módulo, consomem energia de ignição, diminuem a corrente
média e limitam muito a corrente na fase de ruptura da centelha. As de irídio-resistivas, de
eletrodo fino (Øeletrodo = 0,6 mm), diminuem a voltagem de centelhamento pelo efeito pontas,
mas ainda pecam pelo efeito negativo da impedância embutida. Com velas diretas, a voltagem
aplicada à bobina é da mesma ordem (ou menor) que a da vela irídio resistiva. Com a IDI
padrão, as voltagens no limite de centelhamento do sistema foram: 33,4 kV (velas resistivas),
contra 30,0 e 29,0 kV (irídio-resistivas e diretas respectivamente). Na CDI de alta energia
com 30 mm de centelha a voltagem no circuito reduziu de 52 kV (resistivas) para 46,0 e
45,5 kV (irídio-resistivas e diretas, respectivamente).
e) Recomendações da um sistema eficiente
e.1) Módulo de ignição: deve gerar tensão no enrolamento primário > 550 V, tanto em
módulos indutivos quanto capacitivos, permitindo folgas de vela consideravelmente acima do
padrão, o que melhora muito o processo de combustão. Isto implica consequentemente na
98
exigência de velas de razoável diâmetro para evitar o centelhamento lateral (item e.4). A
capacitância de um módulo capacitivo deve ser de no mínimo 1 μF (equivalente a ~ 150 mJ
com 550 V de carga). Em motores de baixo custo/desempenho pode-se ainda utilizar um
sistema indutivo, mas sempre de alta voltagem (> 550 V), enquanto em motores de médio a
alto custo/desempenho deve-se utilizar o sistema capacitivo de alta energia. Este último pode
atingir limites de tensão e energia muito altos (> 600 mJ), porém até o momento o principal
fator limitante do desempenho da CDI de alta energia está na bobina de ignição, uma vez que
as bobinas atuais de produção corrente possuem muitas perdas internas.
e.2) Bobina: deve ter a menor resistência possível, tanto no enrolamento primário
(< 0,3 Ω) quanto no secundário (< 1,0 kΩ), lembrando que menores resistências de bobina
demandam maiores correntes do módulo de ignição, o qual deve-se adequar a esta demanda.
Uma vez que maiores indutâncias aumentam a duração da centelha, as indutâncias da bobina
devem ser ajustadas para proporcionar a duração da centelha apropriada à faixa de rotação do
motor, mantendo a duração sensata estipulada de 4 a 7° de rotação do virabrequim.
e.3) Cabos de vela: para evitar o efeito antena, que aumenta a emissão eletromagnética,
os cabos de vela devem ser o quão curtos possível, ou ainda utilizar-se a bobina acoplada
diretamente sobre vela de ignição, eliminando os cabos de vela.
e.4) Velas: devem ter resistência/indutância interna nula (vela direta), com eletrodos de
pequeno diâmetro (< 0,8 mm) e o mais projetados possível dentro da câmara de combustão,
de forma que a centelha esteja situada na região de maior turbulência no momento de ignição.
Para permitir maior folga entre eletrodos (o que sempre melhora o desempenho do motor,
estando o sistema adequado a isso), é obrigatório que a vela possua maior diâmetro para evitar
o centelhamento lateral, o que prejudicaria muito o desempenho do sistema e
consequentemente do motor (Goulart e Rocha, 2009). Por experiências de campo, recomenda-
99
se que a vela tenha rosca > M14, ou no mínimo M12. O bom isolamento elétrico da cerâmica
também é indispensável ao se utilizar folga de vela acima do padrão.
100
7. Trabalhos Futuros
Por limitação de tempo e custo, não foram realizados demais testes que trariam maiores
conclusões sobre sistemas de ignição. Estes ensaios são sugeridos a seguir.
7.1. Correlações entre a Indutância da Bobina e a Faixa de Giro do
Motor
Conforme a faixa de giro do motor sobe, o tempo de queima do combustível deve ser
reduzido para que o mesmo tenha boa eficiência, dispensando centelhas de longa duração
(Tabela 3). Assim, é conveniente determinar a melhor faixa de indutância da bobina, com o
sistema CDI de alta energia, em diferentes faixas de rotação dos motores (uma vez que
indutâncias maiores aumentam a duração da centelha e diminuem a corrente, e vice-versa),
esperando-se que motores de alto giro necessitem de bobinas de baixa indutância.
7.2. Influências da Intensidade de Turbulência no Aumento da Taxa de
Queima com os Sistemas CDI de Alta Energia e IDI
Uma vez que a taxa de queima aumenta com a intensidade de turbulência na região da
vela (Geiger, J. et al. 1999) e com a energia de ignição, torna-se interessante avaliar as
diferenças dos ganhos entre um sistema IDI típico e um sistema CDI de alta energia,
provocando diversas intensidades de turbulência na região da vela, encontrando
possivelmente maiores ganhos na taxa de queima para uma ignição de alta energia, uma vez
que dificuldade de ionização da mistura aumenta com a turbulência.
101
7.3. Diferentes Orientações da Vela de Ignição
A orientação da vela influencia a taxa de queima da mistura. A análise desse efeito com
diferentes níveis de energia de ignição e turbulência da mistura pode resultar em boas
conclusões, principalmente em motores de alta rotação e/ou turbulência.
7.4. Ensaios com Injeção Direta e/ou Combustível Líquido
A maior heterogeneidade comumente encontrada em misturas com combustível líquido
dificulta a iniciação da combustão, tornando-a mais dependente do sistema de ignição. Este
efeito é mais acentuado em combustíveis com menor volatilidade, como o etanol. Com
injeção direta de combustível, torna-se mais difícil a ionização da mistura fresca para a
formação do arco elétrico, devido à alta turbulência induzida durante a injeção do
combustível, pois muitas vezes o combustível é injetado em direção à vela, ou defletido na
cabeça do pistão em direção à vela. Com isso, espera-se obter maior responsabilidade das
características do sistema de ignição no desempenho do motor. Indica-se então o estudo de
sistemas de ignição com maior tensão e energia para estes casos, uma vez que normalmente o
sistema de ignição de motores com injeção direta é idêntico ao de motores com injeção
convencional.
7.5. Ensaios em motores veiculares
Posteriormente podem-se realizar alguns dos testes propostos por Goulart (2006) em
motores veiculares:
- Realização de testes de rua e circuito: a solicitação de tensão no sistema de ignição é
consideravelmente maior em situações de regime transitório, típicos de motores veiculares.
Assim, um sistema de ignição de elevada tensão e energia poderá suprir as condições críticas
de centelhamento destes regimes.
102
- Ensaios em motores turbo-alimentados ou com maiores taxas de compressão: as maiores
pressões de compressão atingidas nesses motores requerem maiores tensões de
centelhamento, obrigando o uso de sistemas de ignição que disponibilizem maiores tensões.
- Testes de emissões de poluentes: como citado por Goulart e Rocha (2009), um sistema
de ignição com maior energia permite a queima de misturas mais pobres e/ou diluídas por gás
queimado. Portanto, em motores veiculares tais sistemas propiciam menor emissão de
poluentes, como mostra a Tabela 13.
Tabela 13 - Testes de emissões em motores veiculares
Figura 43 - Sistema de escape, motor GM 2,5 litros Opala 1990’ com CDI de alta energia, modelo CM Plus. (a) vista interna do início do tubo de escapamento, motor aspirado, (b) vista interna do coletor de escapamento, motor com turbo-compressor.
A Figura 43 mostra a aparência interna do sistema de escape de um mesmo veículo
original após ser equipado com CDI de alta energia. Nota-se que em ambas as situações (a e
b) não há qualquer incrustação de fuligem, tendo-se a aparência do próprio metal
esbranquiçado. Com a ITI original de baixa voltagem e energia, havia muita incrustação de
fuligem. Esta mudança simboliza a nítida melhoria da combustão no motor, que se reflete
visualmente no sistema de escape.
Motor MotorCatalizador Catalizador
Rotação [rpm] ML 2.500 ML 2.500 ML 2.500 Rotação [rpm]CO [%] 0,51 0,72 0,40 0,44 0,46 0,71 CO [%]
HC [ppm] 199 90 134 94 160 82 HC [ppm]Data
180,80750
90,40750
* - Modelo CM Plus: V = 600 V, C = 2,0 μF
Honda Civic EX 1999', Gasolina, 1,6 litros
11/03/2010 12/05/201126/02/2011
Originalsim
Com CDI*não
Com CDI*sim
* - Modelo CM Plus: V = 600 V, C = 2,0 μF
não nãoCom CDI*Original
Subaru Impreza 1998', Gasolina, 2.0 litros
103
8. Referências
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BOSCH. Gasoline-engine management. 3rd ed. [S.l.]: Bentley Publishers, 2006.
GEIGER, J. et al. Ignition systems for highly diluted mixtures in si-engines. Warrendale, PA: SAE, 1999. (SAE Paper 1999-01-0799).
GOULART, B. Análise de um sistema de ignição de alta potência no desempenho geral de um motor de combustão interna. 2006. 96 f. Trabalho de Conclusão de Curso, (Graduação em Engenharia Mecânica) - Universidade Federal de Itajubá, Itajubá.
GOULART, B.; BRINGHENTI, C.; OLIVEIRA, A. Ignition parameters comparative tests: a standard inductive ignition versus a high energy capacitive-discharge ignition. In: INTERNATIONAL CONGRESS OF MECHANICAL ENGINEERING, 21., 2011, Natal. Proceedings... Rio de Janeiro: ABCM, 2011
GOULART, B; ROCHA, F. Sistemas de ignição indutivo e capacitivo: influência de seus principais parâmetros na estabilidade da combustão de um motor de ignição por centelha. 2009. 87f. Trabalho de Curso. (Especialização em Motores de Combustão Interna) - Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos.
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JEANVOINE, N.; JONSSON, R.; MUECKLICH, F. Investigation of arc and glow phase fractions in air and nitrogen for Ag; Pt; Cu and Ni electrodes. In: INTERNATIONAL CONFERENCE PHENOMENA IN IONIZED GASES; 28., 2007, Pragne Czech Republic. Proceedings... 2007.
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MALY, R. Spark ignition: its physics and effect on the combustion process. In: HILLIARD, J. C.; Springer d G. S (Eds.). Fuel economy in road vehicles powered by spark ignition engines. Plenum Press, New York, 1984. chap. 3.
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104
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OBERT, E. Motores de combustão interna. 2. ed. Porto Alegre: Globo, 1971. 618 p.
PASHLEY, N.; STONE, R.; ROBERTS, G. Ignition system measurement techniques and correlations for breakdown and arc voltages and currents. Warrendale, PA: SAE, 2000. (SAE Paper 2000-01-0245).
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WELLAUER, M. Introdução à técnica das altas tensões. Polígono, São Paulo, 1973, 367 p.
105
Anexo A. Especificações dos Equipamentos Utilizados
A.1. Bobinas de Ignição
Bobina Pro Power (PN 8201): A bobina MSD Pro Power é indicada pela empresa MSD
como uma ótima escolha para aplicações de curta duração como corridas de arrancada, devido
às baixas resistências dos enrolamentos, para produzir alta voltagem com abundância de
energia quando utilizada com os módulos de ignição da série MSD-7 e MSD-8. A Figura 44
mostra uma foto de catálogo com especificações, e a Figura 45 mostra esta montada na
bancada de testes.
Figura 44 - Bobina MSD 8201, especificações de catálogo
Após o uso desta bobina com o sistema de ignição CM TNT, as altas correntes do sistema
CDI de alta energia aliada à demanda de voltagem de grandes folgas de vela fizeram os
enrolamentos da bobina entrarem em curto. Isso foi constatado medindo-se a indutância do
enrolamento primário, que reduziu para um valor muito baixo (88 μH) após os ensaios.
106
Figura 45 - Bobina MSD 8201, montagem na bancada de testes. V1, V2, V3 e I1 indicam as medições de tensão e corrente características
Bobina MSD Blaster HVC (PN 8251): A bobina Blaster HVC é projetada para alta
rotação, aplicações de longa duração como o uso em rodovias e corridas em circuito
utilizando módulos de ignição da série MSD-6. A Figura 46 mostra uma foto de catálogo com
especificações.
Após o uso desta bobina com o sistema de ignição CM TNT, as altas correntes do sistema
CDI de alta energia aliada à demanda de voltagem de grandes folgas de vela fizeram os
enrolamentos da bobina entrarem em curto. Isso foi constatado medindo-se a indutância do
enrolamento primário, que diminuiu para um valor muito baixo (140 μH) após os primeiros
testes de disparo, impossibilitando medições confiáveis. A Figura 47 mostra a montagem
desta bobina na bancada de testes.
107
Figura 46 - Bobina MSD 8251, especificações de catálogo
Figura 47 - Bobina MSD 8251, montagem na bancada de testes. I1 e V2 medições de tensão e corrente características
108
Bobina Bosch (PN F000ZS0105): Este modelo foi largamente utilizado nos veículos
VW, família Mi. Os valores de resistência e indutância são típicos de sistemas indutivos de
veículos de série. Os valores de resistência e indutância da maioria esmagadora das bobinas
de série variam pouco em relação a esta, e por ser uma bobina bastante utilizada em muitas
aplicações foi adotada como padrão (apesar de não possuir grandes qualidades). A Figura 48
mostra a montagem desta bobina na bancada de testes.
Para melhoria do isolamento elétrico e evitar fugas de centelha em maiores folgas de vela
(acima de 20 mm), foi feito isolamento adicional com a combinação de mangueira tipo cristal,
fita auto-fusão (marca 3M) e fita teflon (marca Firlon) ao redor da torre de alta tensão, aliado
a cola 100% silicone (marca Siltrade, modelo manutenção RTV) nos interstícios entre núcleo
de ferro e os enrolamentos. A Figura 49 mostra detalhes desse isolamento. Com este
isolamento adicional pôde-se atingir 50 mm de folga de vela sem fugas de centelha. Em
alguns momentos pôde-se perceber alguma ionização do ar em grandes folgas de vela ao
redor da torre de alta tensão, mas sem ocorrerem fugas.
Figura 48 - Bobina Bosch, montagem na bancada de testes. V1, V2 e V3 indicam as medições de tensão características
109
Figura 49 - Bobina Bosch, detalhes do isolamento elétrico adicional
Bobina Champion (BAE 800B): Este modelo foi utilizado nos veículos Fiat Uno mpfi
(motor Fiasa, sistema de centelha perdida). Esta bobina possui melhores qualidades de
resistência e indutância que o modelo Bosch padrão. A Figura 50 mostra a montagem desta
bobina na bancada de testes. Para uso desta bobina como bobina simples um dos terminais de
alta tensão precisou ser aterrado.
Para melhoria do isolamento elétrico e evitar fugas de centelha em maiores folgas de vela
(acima de 20 mm), o que foi feito com a combinação de mangueira de silicone, fita auto-fusão
(marca 3M) e fita teflon (marca Firlon) ao redor da torre de alta tensão, aliado a cola 100%
silicone (marca Siltrade, modelo manutenção RTV) nos interstícios entre núcleo de ferro e os
enrolamentos. A Figura 51 mostra detalhes desse isolamento. Com este isolamento adicional
pôde-se atingir ir até limite de centelhamento (50 mm) sem fugas de centelha. Em alguns
momentos pôde-se perceber alguma ionização do ar em grandes folgas de vela ao redor da
torre de alta tensão, mas sem ocorrerem fugas.
110
Figura 50 - Bobina Champion, montagem na bancada de testes. I1, I2 e V2 indicam as medições de tensão e corrente características.
Figura 51 - Bobina Champion, detalhes antes e depois do isolamento elétrico adicional
111
A.2. Módulos de Ignição
Bosch (Figura 52): - Modelo 0227100142
- Terminais de conexão: 7
- V1max: 380 V
- I1max e EITI com bobina Bosch padrão: 7,0 A e 78 mJ
CM Top (Figura 53): - Terminais de conexão: 4
- V1max: 580 V (para V3 > 10,0 V)
- I1max e EITI com bobina Bosch padrão: 7,4 A e 86 mJ
- I1max e EITI com bobina Champion padrão: 7,2 A e 83 mJ
Figura 52 - Módulo de ignição indutivo Bosch, 0227100142 (família VW Mi)
Figura 53 - Módulo de ignição indutivo CM Top
112
CM TNT (Figura 54): - Terminais de conexão: 4
- V1max: 630 V
- Cacitância: 0,5 a 2,5 μF
- ECDI, max : 500 mJ
Figura 54 - Módulo de ignição capacitivo CM TNT
A.3. Osciloscópios
- Medições principais: Tektronix TDS 2014 (2 unidades, Figura 55)
- Medições auxiliares: Atten ADS 1102CAL
A.4. Multímetro
- Modelo: Minipa 2082A
A.5. Divisor Resistivo
- R1 (azul, Figura 50): 106,0 MΩ 1%
- R2 (preto, Figura 50): 2,00 MΩ 1%
113
A.6. Câmera
- Modelo: Cordin 550 (Figura 55)
- Rotação de trabalho: até 7500000 rpm
- Taxa de amostragem: 2.000.000 fps (max)
- Taxa de amostragem utilizada: 50.000 a 200.000 fps
- “CCD Gain” utilizado: 452
- “Pre-trigger banks” utilizado: 3
- “Pre-trigger delay” utilizado: 202 μs
A.7. Termômetro/Higrômetro
- Modelo Minipa MT-240 (Figura 55).
A.8. Pontas de Prova
- Medição V1: Model TX-3110; attenuation x100; 1200 VDC + PK.AC; 100MHz; Rise
time 3,5 ns; input capacitor 6,5 pF; compensation range: 10 - 50 pF (Figura
48);
- Medição V2: Tektronix, Model P6015, attenuation x1000 (Figura 48);
- Medição V3: Tektronix, attenuation x10;
- Medição V4: Tektronix, attenuation x10;
- Medição I1: Model CM-1-L; 0,01 V/A; Droop: 0,0002 %/μs; ∫ldt: 1 A.s (Figura 50);
- Medição I2: Pearson, 0,1 V/A (Figura 50).
114
Figura 55 - Montagem da bancada de testes
115
Anexo B. Condições Ambientais dos Ensaios
A Tabela 14 e Tabela 15 a seguir mostram o monitoramento das condições ambientais dos
testes realizados no Instituto de Estudos Avançados (IEAv), em São José dos Campos - SP.
Os valores registrados estão referentes ao código de cada evento realizado. Qualquer pequena
flutuação da expectativa dos resultados pode ser melhor investigada com suporte aos dados
desse anexo.
Tabela 14 - Condições ambientais dos eventos
Evento T [°C] φ [%] p [mbar] Evento T [°C] φ [%] p [mbar]Mi 01 26,5 45 951 09. 02. 2011 TNT 21 28,5 40 955 18. 09. 2012Mi 02 26,5 45 951 09. 02. 2011 TNT 22 22,5 68 954 16. 02. 2011Mi 03 26,5 45 951 09. 02. 2011 TNT 22 28,5 40 955 18. 09. 2012Mi 04 26,5 45 951 09. 02. 2011 TNT 23 29,5 35 954 18. 09. 2012Mi 05 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 24 29,5 34 954 18. 09. 2012Mi 06 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 25 22,5 68 954 16. 02. 2011Mi 07 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 25 29,5 34 954 18. 09. 2012Mi 08 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 26 22,5 68 954 16. 02. 2011Mi 09 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 26 30,0 31 954 18. 09. 2012Mi 10 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 27 NA NA NA 21. 02. 2011Mi 11 25,5 56 951 10. 02. 2011 TNT 27 30,0 30 953 18. 09. 2012
TNT 01 23,5 59 955 11. 02. 2011 TNT 28 30,0 30 953 18. 09. 2012TNT 02 23,5 59 955 11. 02. 2011 TNT 29 30,5 30 953 18. 09. 2012TNT 03 23,5 59 955 11. 02. 2011 TNT 30 30,5 30 953 18. 09. 2012TNT 04 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 31 30,5 30 953 18. 09. 2012TNT 05 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 32 25,5 41 958 17. 09. 2012TNT 06 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 33 25,5 41 958 17. 09. 2012TNT 07 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 34 26,0 40 958 17. 09. 2012TNT 08 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 35 26,0 40 958 17. 09. 2012TNT 09 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 36 26,5 37 958 17. 09. 2012TNT 10 23,5 71 953 15. 02. 2011 TNT 37 27,0 37 958 17. 09. 2012TNT 11 23,5 71 953 15. 02. 2011 TNT 38 27,0 37 958 17. 09. 2012TNT 12 23,5 71 953 15. 02. 2011 TNT 39 27,0 36 958 17. 09. 2012TNT 13 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 40 28,0 34 957 17. 09. 2012TNT 14 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 41 28,5 34 957 17. 09. 2012TNT 15 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 42 28,5 34 957 17. 09. 2012TNT 16 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 43 29,0 33 957 17. 09. 2012TNT 17 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 44 29,0 33 956 17. 09. 2012TNT 18 22,5 66 956 17. 02. 2011 TNT 45 29,0 32 956 17. 09. 2012TNT 19 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 46 29,0 32 955 17. 09. 2012TNT 19 28,0 40 955 18. 09. 2012 TNT 47 29,5 32 955 17. 09. 2012TNT 20 28,0 40 955 18. 09. 2012 TNT 48 29,5 31 955 17. 09. 2012TNT 21 22,5 68 954 16. 02. 2011 TNT 49 29,5 31 955 17. 09. 2012
Condições AmbientaisData [d.m.a]Data [d.m.a]
Condições Ambientais
116
Tabela 14 - Condições ambientais dos eventos (continuação)
Tabela 15 - Condições ambientais durante as calibrações do divisor resistivo
Evento T [°C] φ [%] p [mbar] Evento T [°C] φ [%] p [mbar]TNT 50 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 18 24,5 39 959 29. 08. 2012TNT 51 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 19 24,5 39 959 29. 08. 2012TNT 52 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 20 22,0 53 964 30. 08. 2012TNT 53 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 21 22,5 51 964 30. 08. 2012TNT 54 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 22 25,0 39 959 29. 08. 2012TNT 55 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 23 23,0 47 964 30. 08. 2012TNT 56 25,5 60 951 22. 02. 2011 Top 24 20,0 52 966 04. 09. 2012Top 01 23,5 44 960 29. 08. 2012 Top 25 20,5 51 966 04. 09. 2012Top 02 24,0 43 960 29. 08. 2012 Top 26 20,5 51 966 04. 09. 2012Top 03 24,5 40 960 29. 08. 2012 Top 27 20,5 51 966 04. 09. 2012Top 04 25,0 40 960 29. 08. 2012 Top 28 21,0 50 966 04. 09. 2012Top 05 25,0 39 959 29. 08. 2012 Top 29 21,0 50 966 04. 09. 2012Top 06 21,5 56 964 30. 08. 2012 Top 30 21,0 49 966 04. 09. 2012Top 07 23,0 49 964 30. 08. 2012 Top 31 21,0 49 966 04. 09. 2012Top 08 23,5 44 960 29. 08. 2012 Top 32 21,0 49 966 04. 09. 2012Top 09 24,0 42 960 29. 08. 2012 Top 33 21,5 48 966 04. 09. 2012Top 10 24,5 40 960 29. 08. 2012 Top 34 21,5 48 966 04. 09. 2012Top 11 25,0 39 959 29. 08. 2012 Top 35 21,5 48 966 04. 09. 2012Top 12 24,5 39 959 29. 08. 2012 Top 36 21,5 48 966 04. 09. 2012Top 13 22,0 55 964 30. 08. 2012 Top 37 21,5 47 966 04. 09. 2012Top 14 22,5 50 964 30. 08. 2012 Top 38 22,0 47 966 04. 09. 2012Top 15 24,0 43 960 29. 08. 2012 Top 39 22,0 46 966 04. 09. 2012Top 16 24,0 42 960 29. 08. 2012 Top 40 22,5 45 966 04. 09. 2012Top 17 24,5 40 960 29. 08. 2012 Top 41 22,5 45 966 04. 09. 2012
Condições AmbientaisData [d.m.a]
Condições AmbientaisData [d.m.a]
Módulo Bobina T [°C] φ [%] p [mbar] Tc [ms] Folga [mm]Bosch 24,5 41 963 3,5 20,0 30. 08. 2012
Champion 24,0 37 963 2,4 20,0 30. 08. 2012Bosch 26,5 42 956 - 20,0 18. 09. 2012
Champion 25,0 47 956 - 20,0 18. 09. 2012
Data [d.m.a]
TNT
Top
117
Anexo C. Formas de Onda da Calibração dos Divisores Resistivos
Figura 56 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM Top, bobina Bosch,
fator de correção indicado na legenda, média de 16 amostras
Figura 57 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM Top, bobina Champion, fator de correção indicado na legenda, média de 16 amostras
Módulo CM Top, Bobina Bosch, d = 20mm, f = 0,7 Hz
-45000
-40000
-35000
-30000
-25000
-20000
-15000
-10000
-5000
0
5000
10000
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90Tempo [μs]
Tens
ão, V
2 [V
]
Divisor x44Sem divisor
Módulo CM Top, Bobina Champion, d = 20mm, f = 0,7 Hz
-40000
-35000
-30000
-25000
-20000
-15000
-10000
-5000
0
5000
10000
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90Tempo [μs]
Tens
ão, V
2 [V
]
Divisor x42Sem divisor
118
Figura 58 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM TNT, bobina Bosch, fator de correção indicado na legenda, média de 16 amostras
Figura 59 - Calibração do divisor resistivo: Módulo CM TNT, bobina Champion, fator de correção indicado na legenda, média de 16 amostras
Módulo CM TNT, Bobina Bosch, d = 20mm, f = 0,7 Hz
-10000
-5000
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
35000
40000
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Tempo [μs]
Tens
ão, V
2 [V
]
Divisor x18Sem divisor
Módulo CM TNT, Bobina Champion, d = 20mm, f = 0,7 Hz
-5000
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
35000
40000
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Tempo [μs]
Tens
ão, V
2 [V
]
Divisor x30Sem divisor
FOLHA DE REGISTRO DO DOCUMENTO
1. CLASSIFICAÇÃO/TIPO
DM
2. DATA
22 de agosto de 2013
3. REGISTRO N°
DCTA/ITA/DM-043/2013
4. N° DE PÁGINAS
118 5. TÍTULO E SUBTÍTULO:
Estudo experimental de sistemas de ignição de alta voltagem e energia para uso veicular. 6. AUTOR(ES):
Bruno Santos Goulart 7. INSTITUIÇÃO(ÕES)/ÓRGÃO(S) INTERNO(S)/DIVISÃO(ÕES):
Instituto Tecnológico de Aeronáutica - ITA 8. PALAVRAS-CHAVE SUGERIDAS PELO AUTOR:
1. Sistemas de Ignição. 2. Fenômenos de Ignição. 3. Ignição Capacitiva 9.PALAVRAS-CHAVE RESULTANTES DE INDEXAÇÃO:
Sistemas de ignição; Injeção de combustível; Estabilidade de combustão; Motores de ignição por centelha; Ensaios de motores; Motores de combustão interna; Engenharia mecânica. 10. APRESENTAÇÃO: (X) Nacional ( ) Internacional ITA, São José dos Campos. Curso de Mestrado. Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e Aeronáutica. Área de Aerodinâmica, Propulsão e Energia. Orientador: Cleverson Bringhenti; coorientador:Antonio Carlos de Oliveira. Defesa em 12/07/2013. Publicada em 2013. 11. RESUMO:
Uma combustão eficiente depende de muitos fatores, tais como injeção de combustível, turbulência e
características de ignição. Com a melhoria dos motores de combustão interna a intensidade de turbulência
e a pressão interna vêm aumentando, demandando com isso sistemas de ignição mais potentes e eficientes.
Em motores de injeção direta, as cargas estratificadas resultantes do spray direto guiado por fronteiras ou
ainda por escoamento requerem ainda mais energia. Neste trabalho foi investigado o efeito de diversos
parâmetros de ignição nos fenômenos elétricos e mecânicos ligados à abertura e sustentação do arco
elétrico e ao processo de combustão. Para isso foram estudados limites de centelhamento, diferentes níveis
de energia, bobinas e velas com maiores ou menores perdas internas, diferentes cargas impostas ao sistema
de ignição e diferentes sistemas. Foram feitas três bancadas de testes: uma com ignição indutiva padrão;
uma com ignição indutiva de alta voltagem e uma com ignição capacitiva de alta energia, com voltagem e
capacitância variáveis. A aquisição de dados foi feita através de osciloscópios com pontas de prova
específicas e fotografias de alta velocidade utilizando a técnica schlieren, que permite avaliar efeitos
térmicos e ondas de choque geradas nos processos de centelhamento e combustão. Os resultados obtidos
através destes experimentos mostraram que os sistemas de ignição veiculares padrão ainda podem
melhorar muito em voltagem, atraso de resposta, limite de centelhamento e energia entregue à câmara de
combustão. Com os sistemas de alta voltagem e/ou energia testados neste trabalho, indutivo e
especialmente o capacitivo, pode-se aumentar consideravelmente as folgas de vela, o que melhora bastante
o rendimento global dos motores de combustão interna.
12. GRAU DE SIGILO:
(X) OSTENSIVO ( ) RESERVADO ( ) CONFIDENCIAL ( ) SECRETO