Neste capítulo serão apresentadas as principais conclusões obtidas após a discussão de todos os resultados mostrados no presente trabalho. Também, serão apresentadas algumas sugestões para trabalhos futuros, baseadas em observações feitas durante o estudo.
5.1. Conclusões
1. Os parâmetros de desempenho do mancal foram calculados para fator K = 0,65 e 0,53, respectivamente, máxima capacidade de carga e mínima perda de potência adimensionais no mancal. Esses valores de K correspondem a sapatas com posições angulares de pivotamento θp ≈ 61,46% e 66,66% do comprimento
circunferencial no raio médio da sapata;
2. Referente ao raio de pivotamento r0p, diante dos valores do fator K = 0,65 e 0,53,
pode-se verificar que os valores calculados do raio são maiores que o raio médio da sapata e também diferente dos usados pelos fabricantes de mancais (cálculo do centróide);
3. O ângulo αr é o resultado do desequilíbrio da sapata devido a posição do pivô
(coordenadas de pivotamento) não conhecidir com a posição do centro de pressão (coordenadas do centro de pressão). Neste trabalho o desequílibrio encontrado em operação foi induzido nos cálculos através da imposição dos ângulos αr = -0,0003
e 0,0003 rad que apresentaram diferentes valores para as coordenadas calculadas do centro de pressão quando comparadas aos valores obtidos para αr = 0 rad,
ângulo ideal de operação da sapata.
4. As espessuras do filme de óleo para as sapatas com fator K = 0,53 são maiores na borda de entrada e menores na borda de saída em relação às sapatas com K = 0,65. A variação do ângulo αr resulta em modificações na distribuição de espessuras de
filme de óleo, sendo que a menor espessura é obtida para αr = -0,0003 rad;
5. A distribuição das pressões hidrodinâmicas adimensional para fator K = 0,65 e
αr = 0 rad apresenta uma região de alta pressão melhor distribuida e levemente
deslocada para o centro da sapata, em comparação com a distribuição para o fator
pressões pois provoca o deslocamento e a concentração da região de máxima pressão;
6. Os parâmetros de desempenho calculados se mostraram suceptíveis a variação do ângulo αr . Os parâmetros F0 e H0 mostraram elevação para αr = -0,0003 rad;
7. O método iterativo de cálculo aplicado na determinação das temperaturas de operação apresentou importância significativa, resultando em uma temperatura média, Tm , muito próxima dos valores obtidos em trabalhos experimentais da
literatura;
8. As temperaturas de operação diminuiram com o aumento de hrs, para fator K = 0,53 e diminuição da viscosidade do óleo lubrificante, mas aumentaram com a
elevação de N e Tsup;
9. As vazões adimensionais e dimensionais apresentaram alteração significativa com a mudança do valor do fator K, com maiores valores de vazão na entrada da sapata para fator K = 0,53;
10. A capacidade de carga dimensional se mostrou maior para fator K = 0,53, diante das variações de hrs, N , Tsup e óleos lubrificantes ISO 32, 46 e 68. Esta aparente
divergência com a capacidade de carga adimensional é justificada pela maior vazão de entrada, menor temperatura média e maior viscosidade absoluta média do óleo. Por outro lado, a utilização de óleos de menor viscosidade (ISO 15 e 22) e sintéticos, resulta em concordância entre os valores adimensionais e dimensionais, ambos menores para K = 0,53 do que para K = 0,65;
11. A perda de potência dimensional diminui com o aumento de hrs, Tsup e com a
diminuição da viscosidade dos óleos lubrificante e aumenta com a elevação de N. Para os óleos industriais ISO 32, 46 e 68 e para os mesmos valores de hrs , Tsup e N,
a perda de potência dimensional resultou menor para o fator K = 0,65 do que para
K = 0,53, em aparente divergência com a perda de potência adimensional. Por
outro lado, para o caso dos óleos ISO 15, ISO 22 e sintético, as perdas de potência dimensionais e adimensionais resultaram maiores para K = 0,65 do que para
K = 0,53;
12. Pode-se observar na Figura 4.11, que para uma mesma carga aplicada, F0 , e
mesma espessura, hrs , a sapata com fator K =0,53 requer um óleo de menor
viscosidade do que a sapata com K = 0,65. Dessa forma, para as mesmas condições de operação, um mancal constituído por sapatas com K = 0,53 apresenta menor perda de potência, conforme pode ser observado na Figura 4.33.
Consequentemente, a utilização de sapatas com fator K = 0,53 resulta em menores temperaturas operacionais;
13. O coeficiente de atrito aumenta com o aumento de hrs e apresenta menor valor para
o fator K = 0,53, sendo praticamente independente de αr ;
14. A “elevação da temperatura do óleo” diminui com o aumento de hrs, Tsup, para o
fator K = 0,53 e com a utilização de óleo lubrificante de menor viscosidade, entretanto, aumenta com a elevação de N ;
15. A comparação feita entre os parâmetros de desempenho obtidos na literatura e os parâmetros calculados apresentou coerência com os valores experimentais extraídos da literatura, com um valor máximo de desvio de 2,88% mostrado na comparação entre duas condições de operação com a mesma velocidade de rotação, N, e vazão do óleo de suprimento, Tsup. Os parâmetros calculados foram
feitos para um mancal de sapatas com fator K = 0,65 e ângulo αr = 0 rad, montado
em máquina de eixo vertical.
5.2. Sugestões para trabalhos futuros
1. Realizar um estudo experimental para um mancal axial hidrodinâmico de sapatas setoriais pivotadas com as mesmas características do mancal simulado neste trabalho. Avaliar conjuntos de sapatas com coordenadas ideais de pivotamento, calculadas neste trabalho, para valores do fator K = 0,65 e 0,53, e compará-las com as sapatas pivotadas pelos fabricantes. Também, avaliar o aparecimento da inclinação radial αr ;
2. Desenvolver um método de cálculo de modo a impor o valor da carga aplicada, F0,
ao invés da espessura hrs . Dessa maneira hrs passa a ser um “dado de saída”;
3. Usar a equação da energia para obter a distribuição de temperaturas do óleo e em seguida avaliar o comportamento dos parâmetros de desempenho do mancal; 4. Gerar gráficos para determinar a viscosidade requerida para o óleo no mancal,
tanto para o fator K = 0,65 como para o fator K = 0,53, em função de Pm e da