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TERMA Redução da Emissão de Poluentes Gasosos nas Centrais
Termeolétricas a Vapor
Redução da Emissão de Poluentes Gasosos nas Centrais Termelétricas a Vapor
II Relatório Quadrimestral
Quadrimestre Mai/Jun/Jul/Ago
Equipe
Coordenadora: Elizabeth Ferreira Cartaxo
Pesquisadores:
Nelson Kuwahara Sílvia Azucena Nebra
Marcelo Modesto da Silva Jamal da Silva Chaar
Hugo Miguel Oliveira Gomes Jorge Alexander Sosa
James da Rocha Vitoriano Marcianita da Silva Pinheiro
Carlos Alberto Monteiro Ana Catarina Lima Chaves Gonçalves
Gileno Carli Silva Araújo Sheila Maria Lima Cavalcante
Ana Claúdia Oliveira
Gerente Administrativo: Hostília Maria Lisboa Campos
Setembro de 2004 Manaus – AM
Sumário
1. Apresentação 1
2. Medição do ciclo térmico e dos gases da combustão 2
2.1 Definição do ponto de medição e infra estrutura 2
2.2 Treinamento no analisador de gases 4
2.3 Resultados das medições no campo 9
2.4 Resultados das medições dos gases de combustão 18
2.5 Comentários finais 21
3. Ciclo Rankine 22
3.1 Ciclo Ideal 22
3.2 Avaliação de 1° Lei 25
3.2.1 Aumento na Pressão no Gerador de Vapor 32
3.2.2 Diminuição da Pressão no Condensador 35
3.2.3 Aumento da Temperatura do Vapor na Saída do Gerador de Vapor 37
3.3 Ciclo Rankine com Reaquecimento 40
3.4 Ciclo Rankine Regenerativo 46
3.5 Comparação entes os três tipos de Ciclo Rankine 52
3.6 Descrição do Sistema de Geração da Usina Mauazinho - Manaus Energia 53
3.7 Avaliação do desempenho das plantas 59
3.7.1 Planta 1 e 2 (condições de projeto) 59
3.7.2 Planta 3 e 4 (condições de projeto) 66
3.8 Simulação em condições de operação 72
3.9 Comentários finais 78
4. Análise dos combustíveis 80
4.1 Considerações iniciais 80
4.2 Características 80
4.2.1 Viscosidade 80
4.3 Enxofre 80
4.4 Água e sedimentos 81
4.5 Ponto de fulgor 81
4.6 Densidade relativa a 20/4°C 81
4.7 Ponto de fluidez 81
4.8 Vanádio 82
4.9 Métodos e especificações 82
4.10 Resultados preliminares 84
4.11 Ações a serem implementadas 85
4.12 Comentários finais 85
5. Análise de parâmetros operacionais e ergonomia 86
5.1.Critérios para uma boa operação da caldeira 96
5.2 Características Técnicas das Unidades Geradoras da Usina 98
5.3 Apreciação ergonômica do sistema homem-tarefa-máquina 100
5.4 Análise das operações diárias de manutenção e conservação das caldeiras 121
5.4.1 Seqüência do processo de sopragem de fuligem na unidade I 121
5.4.2 Limpeza dos filtros 129
5.4.3 Troca dos maçaricos das Unidades Geradoras 137
5.4.4 Limpeza dos maçaricos 145
5.4.5 Verificação do sistema 149
5.5 Quadro de formulação dos problemas 155
5.5.1 Diagnóstico ergonômico 155
5.5.2 Recomendações ergonômicas 156
5.6 Considerações finais 158
6. Análise do processo de injeção do combustível 159
6.1 Nebulização do combustível 159
6.2 Mecanismos de Formação de Sprays 160
6.3 Caracterização de Sprays 162
6.4 Princípio de Nebulização 165
6.4.1 Nebulização por pressão de líquido 165
6.4.2 Nebulização com fluido auxiliar ou pneumática 175
6.4.3 Bocais nebulizadores híbridos 190
6.4.4 Nebulização com copo rotativo 192
7. Referências 196
2o Relatório Quadrimestral TERMA 1
1. Apresentação
O Projeto de Pesquisa e Desenvolvimento – P&D, Ciclo 2002/2003, “Redução da
Emissão de Poluentes Gasosos nas Centrais Termoelétricas a Vapor”, denominado de
TERMA, apresenta o segundo relatório quadrimestral de suas ações desenvolvidas até o
presente momento.
O item 2 mostra as ações realizadas na monitoração das emissões dos gases poluentes,
bem como dos parâmetros do ciclo Rankine regenerativo (ciclo a vapor), fundamentalmente
pressões, temperaturas e fluxo de vapor, com vistas a subsidiar as análises do item 3. Dada ao
ineditismos deste tipo de atividade na Usina 2, fundamentalmente o monitoramento dos gases,
foi necessário realizar uma metodologia e preparação das chaminés das máquinas a serem
monitoradas.
As avaliações do ciclo a vapor são descritos no item 3. Nesta ação foram realizadas
simulações computacionais, por meio de dois softwares comerciais usuais para área de
ciências térmicas. Foram focadas duas metas para tal análise, a primeira concentrou-se na
verificação dos parâmetros em que as máquinas foram projetadas e colocadas em operação, já
no segundo momento foram iniciados os procedimentos de análise das condições de operação
atuais.
No item 4 deste relatório é descrito a avaliação do combustível OCA1 utilizado na
Usina 2. Faz-se a comparação das características dos combustíveis recebidos na usina com os
limites permissíveis pelo regulamento técnico da Agência Nacional do Petróleo – ANP.
Já no item 5 é mostrado o estudo do processo operacional das máquinas da Usina 2,
ressaltando-se as questões conexas com a interface homem/máquina. Busca-se mostrar os
elementos que interferem na otimização das atividades da usina, bem como as implicações de
conforto e bem estar para os mantenedores das máquinas, faz-se uma série de recomendações
não exaustivas para a busca de condições satisfatórias dentro da ergonomia para os
funcionários da usina.
Por fim, o item 6 é apresentado o mecanismo de pulverização do combustível nas
caldeiras, e discute-se sua influencia no processo de combustão, logo destacando os elementos
que devem ser investigados nos ensaios de laboratório dos bicos queimadores das caldeiras.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
2
2. Medição do ciclo térmico e dos gases da combustão
2.1 Definição do ponto de medição e infra-estrutura
De acordo com a Norma CONAMA a determinação do local para amostragem na
chaminé deve visar a obtenção do melhor perfil de velocidade e taxa de fluxo para os gases ,
ou seja menor concentração de O2 e a maior temperatura .
Esse local deve, portanto, estar localizado a uma distância de 8 diâmetros a jusante ou
a 4 diâmetros a montante de qualquer acidente (curva, joelho, expansão,...).
Pontos de medição das Unidades 03 e 04
As chaminés das Unidades 03 e 04 da UTM2 da Manaus Energia, possuem um diâmetro
interno de 2,89 metros, necessitando assim que o ponto para a medição dos gases seja
localizado a 11,56 metros a montante da curva de expansão dos gases. Como pode ser
apreciado nas figuras 2.1 e 2.2.
O furo para introdução da sonda do equipamento, foi executado de maneira a
proporcionar a fixação da haste, após a determinação do ponto de medição. O mesmo será
fechado quando não utilizado.
Figura 2.1- Equipe de medição trabalhando, furo da chaminé 4 a direita.
Figura 2.2 - Detalhes da plataforma, das escadas e do furo da chaminé 3.
Furo
Furo
2o Relatório Quadrimestral TERMA
3
Infra-estrutura
Para se chegar até o furo que foi feito na chaminé dessas Unidades existe uma
estrutura de escadas e plataformas já fixadas e que satisfazem as necessidades para o
posicionamento do equipamento e da equipe de medição.
Foi projetado um suporte para içamento do equipamento de medição dos gases e uma
cesta para o seu acondicionamento.
Localização do ponto de medição na chaminé
Na determinação da posição do comprimento da haste, que deveria ser introduzida na
chaminé para atendimento das especificações do equipamento, foi utilizada a seguinte
metodologia:
a) Marcação na haste da sonda de divisões a cada 0,20 metros, total de 6 intervalos;
b) Introdução, no orifício de medição, de todo o comprimento da haste com leitura e
anotação do porcentual de O2 e da Tgás;
c) Retirada da haste com leitura e anotação das grandezas, a cada 0,20 metros;
d) Fixação da haste no ponto onde as leituras efetuadas foram de menor O2 e maior
Tgás.
Içamento do equipamento
O equipamento foi içado através de um dispositivo composto de roldanas e corda,
popularmente chamado de “moitão” e dentro de uma cesta confeccionada especialmente para
esse fim.
Medidas de segurança e EPI’s
Os componentes da equipe definidos para efetuar as medições utilizaram
equipamentos de proteção individual como: cintos de segurança tipo pára-quedista, botas,
luvas, cordas.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
4
2.2 Treinamento no analisador de gases
Roteiro básico de utilização do analisador de gases de combustão –
ecoline 6000
O EcoLine 6000 consiste de duas partes funcionais: a unidade de análise de gás - MCU
e a unidade de controle remoto - RCU. A comunicação entre os dois dispositivos dá-se via RS
422 padrão. Todos os dados coletados pela unidade de análise podem ser visualizados,
armazenados ou impressos.
A unidade de análise de gás é um instrumento portátil e inclui os seguintes
componentes básicos: bomba de sucção, filtros, drenagem dos condensados com bomba
peristáltica, células e sistema eletrônico. A unidade de análise pode ser posicionada ao lado do
ponto de amostragem na chaminé. A Unidade de Controle Remoto - RCU é usada para enviar
as instruções de configuração à unidade de análise, para indicar e armazenar os dados das
análises e para imprimir e transferir dados para um Computador Pessoal. O pacote de software
DBGas 2000 auxilia o técnico a gerenciar as análises realizadas.
Principais aplicações:
Caldeiras industriais em plantas de utilidades e energia; Aquecimento de fornos de
tratamento de vidro, secadores de pintura, aquecedores de fluídos e aquecedores de processo;
Fornos rotativos e torres de ciclones e chaminés em fornos de cimento e fornos de calcinação;
Motores estacionários, motores a compressão de gás, os motores de plantas de energia e
estações a bombeadoras a óleo; ISO 14000 - Avaliação e conformidade.
Na Tabela 2.1 pode ser apreciado os diversos parametros de medição, tais como: O2,
CO, NO, NO2, NOx, SO2, etc.
O tipo de sensor utilizado, como celulas eletroquímicas, medição indireta através de
cálculos, e outros. As respectiva faixa de operação, a resolução e os limites de erros.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
5
SONDA
M C U
RCU
Figura 2.3 - Vista do conjunto do Ecoline 6000
Tabela 2.1 – Relação dos parâmetros medidos, dos sensores, das faixas de operação, resoluções e exatidões. Do analisador ecoline 6000.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
6
A seguir as ultimas considerações sobre o instrumento de medição:
Todas as medições de emissões são fornecidas também com um valor de referência de
O2 configurado.
Os limites de erros são declarados em % da leitura. Deve-se considerar um erro
adicional de ± 1 dígito.
O limite de erro relativo da pressão informada, é valido somente depois do
procedimento do autozero.
A leitura medida pode ser diretamente convertida de ppm para mg/Nm3 e de hPa para
mbar, mmH2O, inH2O.
O programa computacional DBGas2000 inclui o GasConfig for Windows. Com este
programa computacional pode-se modificar a configuração do instrumento.
Roteiro básico para utilização do instrumento
a) Procedimento para o uso do instrumento no campo.
a.1) Carregar as baterias da unidade de controle máster – MCU e da unidade de controle
remoto – RCU. No mínimo 6h.
a .2) Para o ajuste do “AUTOZERO” no laboratório, proceder da seguinte forma:
- A sonda possui três conectores, como pode ser apreciado na figura 2.5, ligue o
conector de temperatura e de pressão, a unidade de controle máster – MCU. Verifique que o
conector de gás fique desligado, como pode ser apreciado na figura 2.4.
- Conectar a unidade de controle máster – MCU a unidade de controle remoto – RCU,
ligar as duas unidades nesta seqüência, MCU e RCU.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
7
Figura 2.4 – Ligação do MCU a sonda e ao RCU.
Figura 2.5 – Vista da sonda e seus conectores.
- Na tela do RCU será mostrada a figura 2.6, deve-se esperar em torno de 121s, a tela
mostrara esse tempo.
- Quando soar o beep, acionar a tecla enter, fazer as configurações do combustível,
número de máquina e caldeira, como apreciado na figura 2.7.
Figura 2.6 - Tela do autozero.
Figura 2.7 - Tela de configuração do combustível.
- Para ativar a função de medição, pressionar a tecla F1. Afigura 2.8 mostra esta tela.
A figura 2.9 é uma variante da tela de medição.
- Agora o instrumento esta pronto para ir para o campo, desligue o RCU e o MCU,
nesta seqüência. Desfazer todas as ligações e arrumar adequadamente, para transporte.
- Verificar se a sonda foi marcada com pincel, separando os pontos por 0,2m. Faça
uma tabela com colunas de O2 e Tgás, e as linhas representando os pontos marcados na sonda,
e leve junto com o instrumento.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
8
- Faça escolha dos equipamentos de proteção individual e transporte o instrumento até
o local da medição com segurança.
Figura 2.8 - Tela de medição.
Figura 2.9 - Tela de medição ampliada.
a .3) Medições no campo.
- A sonda possui três conectores, ligue o conector de temperatura, de pressão e do gás,
a unidade de controle máster – MCU. Agora execute o item a . 2) até a tela de medição.
- Posicionar toda a sonda no furo de medição da chaminé, esperar estabilizar a medição
e realizar a primeira leitura do O2 e Tgás, anotar na respectiva tabela, posicionar a sonda no
próximo ponto e fazer a leitura, prosseguir até fazer todos os pontos. Agora fazer o inverso e
no final, escolher o ponto que indicou o menor O2 e maior Tgás. Fixa a sonda no ponto
encontrado e o instrumento esta pronto para fazer as medições dos gases de combustão.
- Aguardar 5minutos para fazer o registro da primeira leitura, prosseguir da seguinte
forma: pressionar a tecla store (chama a memória); novamente pressionar a tecla store
(armazena); continuando a medição, pressione a tecla F2 e o instrumento volta para a tela de
medição. Para registrar mais leituras repita este passo as vezes que for necessário.
- Fim da medição, desligar a RCU e MCU, nesta seqüência. Desfazer as ligações e
arrumar o instrumento. Transportar o instrumento em segurança para o laboratório.
a .4) Acesso as leituras.
- Proceder da seguinte forma: Pressionar a tecla Store (chama o menu da memória);
selecionar Recall e pressione enter (chama memória); selecione Select memory e pressione
enter (registros); selecione a localização do registro e pressione enter; pressionar F1 (mostra o
conteúdo); quer imprimir, pressione a tecla print, duas vezes; pressionando F2 volta para
opção anterior; ao finalizar as impressões, pressione F2 para voltar para tela de medição.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
9
a . 5) Transferindo os dados do instrumento para o computador.
- Faça as ligações elétricas da MCU, da interface e do notebook, com os mesmos
desligados.
- Ligue o notebook, interface, MCU, na seqüência.
- No notebook, executar o DBGAS2000. Selecionar a função analises, e depois get
new measures.
- Agora verifique a transferência? .
- Depois do uso, desfazer as ligações e guarda-lo corretamente.
- Qualquer duvida leia o manual.
2.3 Resultados das medições no campo
O diagrama básico do ciclo térmico é apresentado na figura 2.10, nele estão
representados os componentes significativos, tais como: caldeira; turbina; gerador;
condensador; bomba da água condensada; ejetor de serviço; aquecedor 1; aquecedor 2;
desaerador; bomba de alimentação; aquecedor 4; aquecedor 5; e respectivas tubulações.
Os pontos de medição foram identificados no diagrama básico do ciclo térmico, como
pode ser apreciado na figura 2.10 e os mesmos foram transferidos para a planilha de medição.
O ciclo térmico foi estudado e algumas medições foram realizadas no campo, antes destes
resultados, para verificar se o método de medição estava correto.
A técnica de medição aplicada consistiu em sincronizar as medidas do combustível, da
energia e dos gases da combustão. Em seguida foi realizada a medição nos pontos do sistema,
gerando 41 medições diferentes dos seguintes parâmetros: temperatura; pressão; vazão,
potencia elétrica e energia elétrica. Estas medições foram realizadas na unidade 4 e com
cargas de 25MW, 30MW e 35MW. O período de estabilidade dos diferentes níveis das cargas
foi de 24h.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
10
Figura 2.11 – Vista geral do condensador com seus respectivos instrumentos, da unidade 4.
Figura 2.12 – Vista geral dos aquecedores com seus respectivos instrumentos, da unidade 4.
Na figura 2.11 pode-se apreciar uma vista geral do condensador, junto com os
instrumentos analógicos de pressão e temperatura. E na figura 2.12 os aquecedores e seus
respectivos instrumentos.
Os resultados das medições foram organizados em planilhas eletrônicas e aqui
apresentadas na seguinte forma: na tabela 2.2 pode-se apreciar os resultados para uma carga
de 25MW; na tabela 2.3 para uma carga de 30MW; e na tabela 2.4 para uma carga de 35MW.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 11
Figura 2.10 - Diagrama básico do ciclo térmico.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
12
Tabela 2.2 – Medições do ciclo térmico da unidade 4 para uma carga de 25MW. UNIVERSIDADE FEDERAL DO AMAZONAS
Centro de Ciências do Ambiente
Manaus, 30 de junho de 2004 Dados Ambientais : Temperatura
ambiente 29,0 ºC
Umidade relativa 74,0 %
Pressão Atmosférica 74,0 mmHg
Responsáveis : Grupo TERMA Medições do Sistema Termico : Gileno
Medições das Potências Elétricas : Prof. Monteiro
Medições dos Gases da Combustão : Prof. Sosa e James
Responsáveis : Manaus Energia Heleno
Grupo de Geração Medido : 04 Potencia no Gerador : 25 MW Núnero de queimadores : 04
Pressão Temp.
Ponto de verificação
Leitura Unidade
Leitura Unidade Observações
01 Poço quente - condensador 70,0 mmHg 41,0 º C
02 Entrada da bomba de condensação 60,0 mmHg 41,0 º C
03 Descarga bomba de condensação 18,5 kg/cm² 41,0 º C
04 Entrada do ejetor de serviço 18,5 kg/cm² 42,0 º C
05 Saída do ejetor de serviço 18,0 kg/cm² 47,0 º C
06 Entrada do aquecedor de baixa - nº 1 18,0 kg/cm² 48,0 º C
07 Saída do aquecedor de baixa - nº 1 17,0 kg/cm² 67,0 º C
08 Dreno do aquecedor de baixa nº 1 0,0 kg/cm² 52,0 º C
09 Entrada do aquecedor de baixa - nº 2 17,0 kg/cm² 67,0 º C
10 Saída do aquecedor de baixa - nº 2 kg/cm² 98,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
11 Dreno do aquecedor de baixa nº 2 0,0 kg/cm² 70,0 º C
Água de condensação
12 Entrada do desaerador 2,5 kg/cm² 98,0 º C
13 Saída do desaerador 3,0 kg/cm² 133,0 º C
14 Entrada da bomba de alimentação 3,0 kg/cm² 133,0 º C
15 Descarga da bomba de alimentação 125,0 kg/cm² 133,0 º C
16 Entrada do aquecedor de alta - nº 4 kg/cm² º C
17 Saída do aquecedor de alta - nº 4 kg/cm² º C
18 Dreno do aquecedor de alta - nº 4 kg/cm² º C Aquecedores de alta pressão 4 e 5 fora de operação
19 Entrada do aquecedor de alta - nº 5 kg/cm² º C devido à baixa potência da unidade
Água Alimentação
20 Saída do aquecedor de alta - nº 5 kg/cm² º C
2o Relatório Quadrimestral TERMA
13
21 Dreno do aquecedor de alta - nº 5 kg/cm² º C
22 Entrada na caldeira 72,0 kg/cm² 155,0 º C
23 Saída da caldeira 69,0 kg/cm² 459,0 º C
24 Entrada da turbina 68,0 kg/cm² 459,0 º C
25 Extração nº 1 kg/cm² º C Fora de operação
26 Extração nº 2 kg/cm² º C Fora de operação
27 Extração nº 3 2,5 kg/cm² 220,0 º C
28 Extração nº 4 74,0 mmHg 100,0 º C
29 Extração nº 5 mmHg 70,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
Vapor Principal
30 Exaustão da turbina 70,0 mmHg 41,0 º C
31 Entrada da água bruta 1,0 kg/cm² 29,0 º C
32 Saída da água bruta 0,0 kg/cm² 35,0 º C
Vazão de água da alimentação 70,0 Ton/h
Fluxo de Vapor na saída da caldeira 70,0 Ton/h
Temperatura de vapor entrada da
turbina 459,0 º C
Volume de óleo queimado (litros) Leitura Inicial 34.600 Leitura Final 38.040 Volume Total 3.440 litros
Tempo Inicial 0:00:00 Tempo Final 00:32':00
Temperatura do óleo combustível 112,0 º C
Energia gerada Inicial 160.122,0 MWh Final 160.136,0 MWh Energiaa Total 14,0 MWh
2o Relatório Quadrimestral TERMA
14
Tabela 2.3 - Medições do ciclo térmico da unidade 4 para uma carga de 30MW UNIVERSIDADE FEDERAL DO AMAZONAS
Centro de Ciências do Ambiente
Manaus, 01 de julho de 2004 Dados Ambientais : Temperatura
ambiente 30,0 ºC
Umidade relativa 72,0 %
Pressão Atmosférica 74,0 mmHg
Responsáveis : Grupo TERMA Medições do Sistema Termico : Prof. Monteiro
Medições das Potências Elétricas : Prof. Sosa
Medições dos Gases da Combustão : James e Gileno
Responsáveis : Manaus Energia Sérgio Luis
Grupo de Geração Medido : 04 Potencia no Gerador : 30 MW Núnero de queimadores : 04
Pressão Temp.
Ponto de verificação
Leitura Unidade
Leitura Unidade Observações
01 Poço quente - condensador 95,0 mmHg 47,0 º C
02 Entrada da bomba de condensação 60,0 mmHg 47,0 º C
03 Descarga bomba de condensação 18,0 kg/cm² 47,0 º C
04 Entrada do ejetor de serviço 18,0 kg/cm² 47,0 º C
05 Saída do ejetor de serviço 18,0 kg/cm² 50,5 º C
06 Entrada do aquecedor de baixa - nº 1 17,5 kg/cm² 50,0 º C
07 Saída do aquecedor de baixa - nº 1 15,5 kg/cm² 78,0 º C
08 Dreno do aquecedor de baixa nº 1 0,0 kg/cm² 58,0 º C
09 Entrada do aquecedor de baixa - nº 2 15,5 kg/cm² 76,0 º C
10 Saída do aquecedor de baixa - nº 2 kg/cm² 108,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
11 Dreno do aquecedor de baixa nº 2 0,0 kg/cm² 80,0 º C
Água de condensação
12 Entrada do desaerador 4,0 kg/cm² 108,0 º C
13 Saída do desaerador 4,5 kg/cm² 150,0 º C
14 Entrada da bomba de alimentação 4,5 kg/cm² 150,0 º C
15 Descarga da bomba de alimentação 150,0 kg/cm² 138,0 º C
16 Entrada do aquecedor de alta - nº 4 150,0 kg/cm² 138,0 º C
17 Saída do aquecedor de alta - nº 4 140,0 kg/cm² 157,0 º C
18 Dreno do aquecedor de alta - nº 4 0,0 kg/cm² 169,0 º C
Água Alimentação
19 Entrada do aquecedor de alta - nº 5 140,0 kg/cm² 157,0 º C
2o Relatório Quadrimestral TERMA
15
20 Saída do aquecedor de alta - nº 5 133,0 kg/cm² 205,0 º C
21 Dreno do aquecedor de alta - nº 5 0,0 kg/cm² 205,0 º C
22 Entrada na caldeira 73,0 kg/cm² 235,0,0 º C
23 Saída da caldeira 71,0 kg/cm² 453,4 º C
24 Entrada da turbina 67,0 kg/cm² 453,4 º C
25 Extração nº 1 15,0 kg/cm² 320,0 º C
26 Extração nº 2 9,0 kg/cm² 255,0 º C
27 Extração nº 3 2,53,8 kg/cm² 230,0 º C
28 Extração nº 4 75,0 mmHg 110,0 º C
29 Extração nº 5 mmHg 78,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
Vapor Principal
30 Exaustão da turbina 95,0 mmHg 53,0 º C
31 Entrada da água bruta 0,9 kg/cm² 28,5 º C
32 Saída da água bruta 0,0 kg/cm² 35,0 º C
Vazão de água da alimentação 135,0 Ton/h
Fluxo de Vapor na saída da caldeira 120,0 Ton/h
Temperatura de vapor entrada da
turbina 453,4 º C
Volume de óleo queimado (litros) Leitura Inicial 78.728 Leitura Final 82.590 Volume Total 3.862 litros
Tempo Inicial 0:00:00 Tempo Final 00:26':00
Temperatura do óleo combustível 100,0 º C
Energia gerada Inicial 160.926,0 MWh Final 160.940,0 MWh Energia Total 14,0 MWh
2o Relatório Quadrimestral TERMA
16
Tabela 2.4 - Medições do ciclo térmico da unidade 4 para uma carga de 35MW UNIVERSIDADE FEDERAL DO AMAZONAS
Centro de Ciências do Ambiente
Manaus, 02 de julho de 2004 Dados Ambientais : Temperatura
ambiente 31,0 ºC
Umidade relativa 74,0 %
Pressão Atmosférica 76,4 mmHg
Responsáveis : Grupo TERMA Medições do Sistema Termico : Prof. Monteiro
Medições das Potências Elétricas : Prof. Sosa
Medições dos Gases da Combustão : James
Responsáveis : Manaus Energia Sérgio Luis
Grupo de Geração Medido : 04 Potencia no Gerador : 35 MW Núnero de queimadores : 05
Pressão Temp.
Ponto de verificação
Leitura Unidade
Leitura Unidade Observações
01 Poço quente - condensador 66,0 mmHg 50,0 º C
02 Entrada da bomba de condensação 50,0 mmHg 50,0 º C
03 Descarga bomba de condensação 17,0 kg/cm² 50,0 º C
04 Entrada do ejetor de serviço 17,0 kg/cm² 50,0 º C
05 Saída do ejetor de serviço 17,0 kg/cm² 54,0 º C
06 Entrada do aquecedor de baixa - nº 1 17,0 kg/cm² 54,0 º C
07 Saída do aquecedor de baixa - nº 1 15,0 kg/cm² 78,0 º C
08 Dreno do aquecedor de baixa nº 1 0,0 kg/cm² 52,0 º C
09 Entrada do aquecedor de baixa - nº 2 15,0 kg/cm² 78,0 º C
10 Saída do aquecedor de baixa - nº 2 kg/cm² 110,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
11 Dreno do aquecedor de baixa nº 2 0,0 kg/cm² 84,0 º C
Água de condensação
12 Entrada do desaerador 5,0 kg/cm² 110,0 º C
13 Saída do desaerador 5,0 kg/cm² 160,0 º C
14 Entrada da bomba de alimentação 5,0 kg/cm² 160,0 º C
15 Descarga da bomba de alimentação 125,0 kg/cm² 146,0 º C
16 Entrada do aquecedor de alta - nº 4 140,0 kg/cm² 146,0 º C
17 Saída do aquecedor de alta - nº 4 145,0 kg/cm² 184,0 º C
18 Dreno do aquecedor de alta - nº 4 0,0 kg/cm² 175,0 º C
19 Entrada do aquecedor de alta - nº 5 140,0 kg/cm² 184,0 º C
Água Alimentação
20 Saída do aquecedor de alta - nº 5 130,0 kg/cm² 215,0 º C
2o Relatório Quadrimestral TERMA
17
21 Dreno do aquecedor de alta - nº 5 0,0 kg/cm² 205,0 º C
22 Entrada na caldeira 76,0 kg/cm² 215,0 º C
23 Saída da caldeira 74,0 kg/cm² 456,0 º C
24 Entrada da turbina 74,0 kg/cm² 456,0 º C
25 Extração nº 1 21,0 kg/cm² 360,0 º C
26 Extração nº 2 11,0 kg/cm² 260,0 º C
27 Extração nº 3 3,8 kg/cm² 246,0 º C
28 Extração nº 4 1,0 kg/cm² 116,0 º C
29 Extração nº 5 mmHg 82,0 º C Instrumento de leitura da pressão com defeito
Vapor Principal
30 Exaustão da turbina 95,0 mmHg 57,0 º C
31 Entrada da água bruta 0,9 kg/cm² 28,0 º C
32 Saída da água bruta 0,0 kg/cm² 35,0 º C
Vazão de água da alimentação 175,0 Ton/h
Fluxo de Vapor na saída da caldeira 144,0 Ton/h
Temperatura de vapor entrada da
turbina 456,0 º C
Volume de óleo queimado (litros) Leitura Inicial 34.520 Leitura Final 42.570 Volume Total 8.050 litros
Tempo Inicial 0:00:00 Tempo Final 00:45':00
Temperatura do óleo combustível 94,0 º C
Energia gerada Inicial 161.780,0 MWh Final 161.800,0 MWh Energia Total 20,0 MWh
2o Relatório Quadrimestral TERMA
18
2.4 Resultados da medição dos gases da combustão
As medidas dos gases da combustão foram realizadas com o analisador de gases
ECOLINE – 6000. A seqüência da coleta dos dados pode ser resumida da seguinte forma: O
analisador de gases ecoline – 6000 foi ajustado e preparado no laboratório de química da
usina; O instrumento foi transportado do laboratório de química até o ponto de medição da
chaminé da unidade 4, na segunda plataforma da mesma; Preparação do analisador de gases
ecoline – 6000, posicionamento da sonda no furo de medição, determinação do melhor ponto
de medição dos gases, sobre a seção transversal da chaminé, foi encontrado o melhor ponto de
medição e a sonda foi fixa; O tempo foi sincronizado com as medições do ciclo térmico e
iniciarão-se as medições; quando o ciclo térmico finalizou as medições, as medições dos
gases também foi finalizada; O instrumento foi preparado e transportado para o laboratório;
Foi realizada a transferência dos dados do instrumento para o computador.
Figura 2.13 – Vista geral da chaminé da unidade 4, mostrando as plataformas.
Figura 2.14 – A sonda do analisador esta sendo instalada no ponto de medição da chaminé 4..
2o Relatório Quadrimestral TERMA
19
As medições dos gases da combustão podem ser apreciadas nas fotografias contidas
na figura 2.13 até a 2.16, descritas a seguir: A figura 2.13 mostra uma visão geral da chaminé
da unidade 4, escadas, plataformas e alguns detalhes da caldeira; Na figura 2.14, o técnico
esta posicionando a sonda no ponto de medição; Na figura 2.15, a equipe esta preparando o
instrumento na plataforma 2, próximo ao ponto de medição. Já na figura 2,16 pode-se apreciar
o instrumento ligado e executando as medições.
Figura 2.15 – A equipe trabalhando na plataforma 2, da chaminé4.
Figura 2.16 – O analisador esta executando as medições dos gases da combustão da chaminé 4.
O analisador de gases ecoline 6000, foi configurado para o combustível óleo pesado e
os parâmetros medidos foram os seguintes: O2; CO; CO2; Temperatura dos gases;
Temperatura do ar; diferença entre as temperaturas; Eficiência; Excesso do ar λ; NO; NO2;
SO2; CxHy.
Os resultados das medições dos gases foram organizadas em planilhas, representada
por cinco series, para os níveis de carga de 35MW, 30MW e 25MW. Como podem ser
apreciadas nas tabelas 2.5, 2.6 e 2.7, respectivamente.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
20
Tabela 2.5 Tabela 2.6 Tabela 2.7
Manaus Energia – UTE Mauá Manaus – AM CONAMA 1990 Eline 6000 Serial number 72962 Measure Nr: 030 Date: 30/06/2004 Time: 10:46 Fuel: Oleo Pesado Potência do Gerador: 25MW Grandeza Valor Unidade O2 8,50 % CO 0,00 Ppm CO2 6,60 % Gás Temp 143,20 °C Air Temp 34,70 °C Diff. Temp 108,30 °C Eff. Temp 90,00 % Exc. Air λ 2,39 NO 302,00 mg/m2 NO2 0,00 mg/m2 SO2 662,00 mg/m2
CxHy 0,11 % Draught No measure Ref. %O2 : 7,0% CO : ppm Ref. %O2 : 7,0% NO : 483 mg/m3 NO2 : 0 mg/m3 SO2 :1059 mg/m3
Manaus Energia – UTE Mauá Manaus – AM CONAMA 1990 Eline 6000 Serial number 72962 Measure Nr: 045 Date: 02/07/2004 Time: 10:10 Fuel: Oleo Pesado Potência do Gerador: 35MW Grandeza Valor Unidade O2 8,50 % CO 1,00 Ppm CO2 9,40 % Gás Temp 168,20 °C Air Temp 35,80 °C Diff. Temp 132,40 °C Eff. Temp 91,50 % Exc. Air λ 1,68 NO 410,00 mg/m2 NO2 0,00 mg/m2 SO2 1.177,00 mg/m2
CxHy 0,17 % Draught No measure Ref. %O2 : 7,0% CO : ppm Ref. %O2 : 7,0% NO : 460 mg/m3 NO2 : 0 mg/m3 SO2 :1320 mg/m3
Manaus Energia – UTE Mauá Manaus – AM CONAMA 1990 Eline 6000 Serial number 72962 Measure Nr: 037 Date: 01/07/2004 Time: 10:05 Fuel: Oleo Pesado Potência do Gerador: 30MW Grandeza Valor Unidade O2 10,40 % CO 0,00 Ppm CO2 8,00 % Gás Temp 161,10 °C Air Temp 36,30 °C Diff. Temp 124,80 °C Eff. Temp 90,50 % Exc. Air λ 1,97 NO 397,00 mg/m2 NO2 0,00 mg/m2 SO2 876,00 mg/m2
CxHy 0,13 % Draught No measure Ref. %O2 : 7,0% CO : ppm Ref. %O2 : 7,0% NO : 524 mg/m3 NO2 : 0 mg/m3 SO2 :1156 mg/m3
2o Relatório Quadrimestral TERMA
21
2.5 Comentários finais
Os comentários estão concentrados na instrumentação do ciclo térmico da unidade 4, e
distribuídos da seguinte forma: Foi constatado a não existência de documentação técnica,
histórico de desempenho e certificados de calibração; Nas medições obtidas no trecho da
bomba de alimentação a caldeira, não são confiáveis; As medições de fluxo e vazão da água
de alimentação, do vapor e do combustível, também não são confiáveis; Estas medições
refletem o estado alarmante da instrumentação; Para avaliar o processo devem-se calibrar
todos os instrumentos; Sugere-se a troca de toda instrumentação analógica por digital, e
instalar programas computacionais que facilitem o controle do processo de geração de
energia.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
22
3. Ciclo Rankine
Nesta seção uma introdução geral ao Ciclo de Rankine é apresentada. Os principais
parâmetros de operação deste ciclo são analisados, mostrando a sua influência na potência
produzida, na eficiência e no consumo específico de combustível a irreversibilidade gerada.
3.1 Ciclo Ideal
O ciclo Rankine é um dos mais estudados ciclos de potência. A figura 3.1 mostra um
esboço do mesmo. Na mais simples de suas configurações ele é composto por uma caldeira,
uma turbina, um condensador e uma bomba.
W
QL
1
2
turbina
condensador
3
gerador de vapor
bomba
4
QH
Figura 3.1 - Configuração Básica de um Ciclo Rankine
2o Relatório Quadrimestral TERMA
23
A figura 3.2 - mostra o diagrama temperatura-entropia do ciclo Rankine ideal.
QL
QH
1a
2
1
43
4a
a b c
T
s
Figura 3.2 - Diagrama T-s para um Ciclo Rankine
O ciclo Rankine é composto pelos seguintes processos, seguindo a nomenclatura da
figura 3.2, apresentados a seguir:
• 4-1: adição de calor a pressão constante na caldeira ( )HQ ;
• 1-2: expansão adiabática reversível (no ciclo ideal), na turbina;
• 2-3: perda de calor para meio a pressão constante no condensador; ( )LQ
• 3-4: compressão adiabática reversível na bomba (no ciclo ideal);
2o Relatório Quadrimestral TERMA
24
No diagrama T-s da figura 3.2, o trabalho líquido é representado pela área formada
pelos pontos mostrados no diagrama 3-4-4a-1a-1-2-3 e o calor absorvido pelos pontos a-4-4a-
1a-1-c-a. Semelhante ao ciclo de Carnot, a eficiência do ciclo Rankine pode ser escrita como
função da temperatura média na qual o calor é absorvido pelo fluido de trabalho na caldeira e
a temperatura média em que o fluido de trabalho rejeita calor para o ambiente no
condensador. Qualquer variação nos parâmetros que aumente a temperatura de fornecimento
do calor ou diminua a temperatura em que ele é rejeitado aumentará a eficiência deste ciclo.
Considerando-se o ciclo Rankine ideal, podemos definir a eficiência térmica do ciclo da
seguinte forma:
H
L
H
LH
QW
QQQ
&
&
&
&&=
−=η (1)
Onde: é o trabalho líquido realizado pelo ciclo e o calor absorvido. LW& HQ&
Análogo à eficiência do ciclo Carnot no ciclo ideal, a eficiência também pode ser dada
em função das temperaturas médias de fornecimento ( )HT e rejeição ( do calor do ciclo: )LT
H
LTT1−=η (2)
Onde é a temperatura média de rejeição de calor e ( LT ) ( )HT é a temperatura média de
absorção de calor, que podem ser definidas como:
( )32
2
3L ss
TdsT
−=
∫ (3a)
( )41
1
4H ss
TdsT
−=
∫ (3b)
As próximas seções mostraram um método simples para a simulação dos parâmetros do
ciclo Rankine assim como a influência na eficiência térmica, potência líquida produzida e
consumo de combustível.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
25
3.2 Avaliação de 1° Lei
O ciclo Rankine é avaliado através da análise de 1° Lei da Termodinâmica. Esta análise
é feita através da aplicação de equações de balanços de massa e energia nos equipamentos que
compõem o ciclo. A resolução do sistema de equações formado por estas equações de balanço
permite determinar a potência gerada/consumida, o calor fornecido e o consumo de
combustível, as vazões de vapor e a eficiência do sistema, permitindo avaliar a performance
do mesmo em diferentes condições de operação.
A determinação da eficiência de 1º Lei, trabalho específico e do consumo específico de
combustível é determinada de posse dos valores de eficiência dos equipamentos, através da
resolução das equações de balanço de massa e energia correspondentes. Adotando-se os
valores típicos das plantas 3 e 4 da Manaus Energia, representados pela figura 3.3.
6
5
Wb
Wt
1
2
turbina
condensador
3
caldeira
bomba
4
mc PCI
Figura 3.3 - Configuração do Ciclo Rankine simulado.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
26
A tabela 3.1 mostra os valores adotados para a simulação considerando a nomenclatura
da figura 3.
Tabela 3.1 - Dados termodinâmicos para o ciclo Rankine
Temperatura (°C) Pressão (bar) Entalpia (kJ/kg) Entropia (kJ/kg K) Título
1 510 87 3415 6,709 -
2a - 0,06 2066 6,709 0,7927
2 - 0,06 2268 7,364 0,8772
3 36,17 0,06 151,5 0,520 0,00
4a 36,42 95,7 161,1 0,520 -
4 36,86 95,7 162,8 0,526 -
5 20 1,25 83,95 0,2961 -
6 25 1,25 104,95 0,3669 -
A simulação computacional é feita pela a aplicação das equações de balanço de massa e
energia em cada volume de controle do ciclo representado na figura 3.3.
A equação (4) mostra um balanço de massa em um volume de controle genérico
0mm se =− ∑∑ && (4)
Aplicando esta equação em cada equipamento do ciclo temos:
Caldeira
0mm 14 =− && (5)
Turbina
0mm 21 =− && (6)
Condensador
32 mm && = (7)
65 mm && = (8)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
27
onde refere-se ao fluxo de vapor a ser condensado e o fluxo de água de
resfriamento.
2m& 5m&
Bomba
0mm 43 =− && (9)
Além dos balanços de massa também se aplicam os balanços de energia, em cada
volume de controle do sistema. A equação (10) mostra este balanço em um volume de
controle genérico.
0WQhmhm vcvcssee =−+∑−∑ &&&& (10)
Onde:
∑ eehm& : somatória do produto vazão mássica pela entalpia de todas as correntes que
entram no volume de controle.
∑ sshm& : somatória do produto vazão mássica pela entalpia de todas as correntes que
saem do volume de controle
vcQ& : quantidade de calor gerado ou absorvido pelo volume de controle.
vcW& : trabalho realizado ou consumido pelo volume de controle.
Aplicando-se a eq. (10) em cada volume de controle da figura 3 temos:
Caldeira
0WQhmhm vcvc1144 =−+− &&&& (11)
considerando que a quantidade de calor Q é dada por: vc&
PCImQ cvc && = (12)
onde é a vazão de combustível (neste caso óleo combustível) e PCI o poder
calorífico inferior (kJ/kg) com o valor adotado de 42400 kJ/kg.
cm&
2o Relatório Quadrimestral TERMA
28
Considerando que o objetivo da caldeira é produzir vapor à alta temperatura, o trabalho
produzido pela caldeira é nulo, assim a equação (11) reduz-se a:
0PCImhmhm c1144 =+− &&& (13)
Definindo-se também a eficiência de 1º Lei da caldeira:
PCImhmhm
c
4411caldeira &
&& −=η (14)
Para todos os casos - exemplo considerou-se que a caldeira tem eficiência de 85%.
Turbina
0WQhmhm vcvc2211 =−+− &&&& (15)
A turbina é considerada um equipamento adiabático, com perda de calor desprezível,
logo:
0Qvc =& (16)
O objetivo da turbina é produzir potência, logo a equação (15) reduz-se a:
0Whmhm t2211 =−− &&& (17)
A eficiência da turbina é dada por:
a2211
2211
oisentrópic
realturbina hmhm
hmhmW
Woisentrópictrabalho
realtrabalho&&
&&
&
&
−−
===η (18)
Nos exemplos foi considerada uma eficiência isentrópica de 85 % na turbina.
Condensador
0WQhmhm vcvc3322 =−+− &&&& (19)
O condensador tem como objetivo condensar o vapor que deixa a turbina, para que este
possa ser bombeado de volta à caldeira completando o ciclo Rankine, a perda de calor para o
2o Relatório Quadrimestral TERMA
29
ambiente que possibilita esta operação é executada por um fluido refrigerante, consideramos
neste caso que este fluído seja água representado pelos fluxos (5) e (6) logo:
( 655vc hhmQ −= && ) (20)
Como o condensador não produz trabalho à equação (19) reduz-se a:
( ) 0hhmhmhm 6553322 =−+− &&& (21)
Tanto no condensador como na caldeira pode haver perda de pressão. Nos casos reais,
esta perda de pressão é medida, ou estimada, e é levada em conta no cálculo das entalpias.
Bomba
0WQhmhm vcvc4433 =−+− &&&& (22)
A bomba tem objetivo de aumentar a pressão da água que deixa o condensador é
destinada a alimentar a caldeira. A bomba é considerada um equipamento adiabático logo:
0Qvc =& (23)
O trabalho consumido na bomba é denominado à equação (22) reduz-se a: bW&
0Whmhm b4433 =−− &&& (24)
A eficiência da bomba é dada por sua eficiência isentrópica:
3344
33a44
real
oisentrópicbomba hmhm
hmhmW
W
realtrabalhooisentrópictrabalho
&&
&&
&
&
−−
===η (25)
O sistema de equações formado pelos balanços de massa e energia é resolvido pelo
software EES®(2003). Os valores de temperatura e pressão são utilizados para a
determinação dos valores de entalpia do vapor e da água nos fluxos do sistema que são
fornecidos pelo próprio software.
Algumas considerações para a determinação do valor da entalpia em alguns pontos do
sistema
2o Relatório Quadrimestral TERMA
30
• Ponto (2)
A determinação do valor da entalpia neste ponto é feita considerando que a turbina
possua uma eficiência isentrópica de 85%, considerando a seguinte equação (26):
a21
21t hh
hhoisentrópictrabalho
realtrabalho−−
==η (26)
onde é o valor da entalpia no ponto (2) considerando um processo de expansão
isentrópico, considerando uma eficiência de 85% determina-se o valor da entalpia como
mostrado na tabela 1, neste caso o vapor está em estado saturado com título igual a 0,8772.
( a2h )
)( 2h
• Ponto (3)
Na saída do condensador, considera-se que a água está saturada com título nulo.
• Ponto (4)
Similar ao caso da determinação do valor da entalpia na saída da turbina, foi
considerado que na saída da bomba a eficiência isentrópica é de 85%, pela equação (27)
temos:
43
a43t hh
hhrealtrabalho
oisentrópictrabalho−−
==η (27)
onde é o valor da entalpia no ponto (4) considerando um processo de expansão
isentrópico, considerando uma eficiência de 85% determina-se o valor da entalpia como
mostrado na tabela 1.
( a4h )
)( 4h
Para permitir avaliar o desempenho do sistema também são definidos mais dois índices
que permitem avaliar o desempenho do ciclo, a eficiência da 1º Lei e o consumo específico de
combustível determinado pelas equações (28) e (29):
PCImWW
c
bt
&
&& −=η (28)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
31
]kWh
óleodekg[
WWm
3600bt
c&&
&
−=α (29)
Assim a simulação permitiu determinar os seguintes parâmetros para o ciclo Rankine
mostrados na Tabela 3.2, os parâmetros simulados consideram uma vazão de vapor de 1 kg/s,
ou seja, 4321 mmmm &&&& ===
Tabela 3.2 - Parâmetros simulados para o Ciclo Rankine
cm& [Vazão de combustível (kg/s)/(kg de vapor)] 0,07656
5m& [Vazão de água no condensador (kg/s) /(kg de vapor)] 101,3
tW& [Potência Produzida na turbina (kW)] 1147?
bW& [Potência consumida na bomba (kW)] 11,17?
btL WWW &&& −= [Potência líquida (kW)] 1135,83?
Eficiência de 1º Lei 0,3489
Consumo específico (kg de combustível / kWh) 0,2861
A variação de parâmetros importantes do ciclo Rankine como a pressão do vapor na
caldeira, a pressão no condensador e a temperatura máxima do vapor no ciclo são simuladas
para analisar sua influência na eficiência de 1° Lei, na potência líquida especifica gerada e no
consumo específico de combustível.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
32
3.2.1 Aumento na Pressão no Gerador de Vapor
A simulação inicial é feita mantendo-se constante todos os valores de temperatura e
pressão e variando-se o valor da pressão do vapor na caldeira ( )1P e mantendo-se as mesmas
eficiências dos equipamentos. O aumento da pressão ( )1P leva as duas conseqüências
imediatas: aumenta a temperatura de saturação do vapor e conseqüentemente a temperatura
e diminui o título do vapor na saída da turbina. Na figura 4 o diagrama T-s mostra os
efeitos do aumento da pressão do vapor.
HT
O calor absorvido pelo ciclo na caldeira é representado pela área a – 3-4-u-v-x-z-w-a.
Antes do aumento da pressão, o calor era representado pela área a-3-4-4ª-1ª-1-2-c-a . Assim, a
área hachurada em vermelho representa o aumento do calor que é necessário fornecer na
caldeira, com o aumento da pressão.
O trabalho líquido gerado no ciclo é representado pela área 3-4-u-v-x-y-z-3.
Antes do aumento da pressão o trabalho líquido era representado pela área: 3-4-4ª-1ª-1-
2-3.
Assim, no cálculo geral, o aumento do trabalho total gerado no ciclo estará dado pela
diferença entre as áreas hachuradas em vermelho menos a área hachurada em azul.
v
x
u
1a
2
1
43
4a
a b
T
s
y
z
cw
Figura 3.4 - Diagrama T-s para um aumento de pressão na caldeira
2o Relatório Quadrimestral TERMA
33
As figuras 5a,b e c mostram o comportamento da eficiência, potência líquida gerada e
do consumo específico de combustível com a pressão do vapor variando. O aumento da
pressão leva a um aumento do trabalho líquido gerado até um valor máximo para então tender
a diminuir com o aumento da pressão. Este comportamento pode ser explicado pela diferença
entre as áreas “u-v-x-y-1a-4a-4” (em vermelho) e “1-y-z-2”(em azul) que determinam o
comportamento do trabalho liquido em função da pressão. A partir de um certo nível de
pressão a área “1-y-z-2” atinge um valor maior que a área “u-v-x-y-1a-4a-4” diminuindo o
trabalho líquido. Esta característica também se reflete na eficiência e no consumo especifico
que são diretamente influenciados pelo comportamento do trabalho líquido.
Outra conseqüência do aumento da pressão é a diminuição do título do vapor na saída
da turbina. Isto diminui o consumo de água do condensador, pois a diminuição do título
implica num menor valor da entalpia do vapor na entrada do condensador e,
conseqüentemente, uma diferença de entalpia menor entre o vapor saturado que entra e água
condensada na saída do condensador, como mostrado na figura 5d. Um fator a ser monitorado
no aumento da pressão é o valor mínimo recomendado para o título para o vapor na saída d
turbina, Schegliaiev (1978) e Kostyuk e Frolov (1985) citam um valor de 0,85. Uma
diminuição do título abaixo deste nível pode levar a ocorrência de cavitação nas pás da
turbina.
0 25 50 75 100 125 150 175 2000,23
0,24
0,25
0,26
0,27
0,28
0,29
0,30
0,31
0,32
efic
iênc
ia d
e 1º
Lei
(%)
pressão do vapor (bar) a)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
34
0 25 50 75 100 125 150 175 200
920
960
1000
1040
1080
1120
1160
traba
lho
(kW
)
pressão do vapor (bar) b)
0,24
0,26
0,28
0,30
0,32
0,34
0,36
0,38
0 25 50 75 100 125 150 175 200
pressão do vapor (bar)
cons
umo
espe
cífic
o (k
g de
óle
o / k
Wh)
c)
0 25 50 75 100 125 150 175 20090
95
100
105
110
115
Cons
umo
de á
gua
no c
onde
nsad
or (k
g/s)
pressão do vapor (bar) d) Figura 3.5 - a) Eficiência; b) potência líquida específica; c) consumo específico; d) consumo de água
no condensador em função da pressão no gerador de vapor.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
35
Nesta simulação, para um aumento de pressão de 40 para 100 bar obtém-se um
aumento de 8,2% na eficiência, Schegliaiev (1978) cita um aumento de 10,2% e Kostyuk e
Frolov (1985) 9,8%, para as mesmas condições consideradas. Para o caso do trabalho
especifico, este atinge um valor máximo a partir do qual o aumento da pressão no gerador de
vapor, não se reflete numa melhora do mesmo, para estas condições, o pico de trabalho
acontece em torno da pressão de 139 bar.
Kostyuk e Frolov (1985) citam um valor máximo do trabalho na pressão de 95 bar e um
aumento de eficiência de 9,8%. Resultados semelhantes são citados por Schegliaiev (1978). O
aumento da pressão no gerador de vapor incide no aumento dos custos para a construção de
equipamentos maiores (gerador de vapor) e mais robustos (turbinas), um aumento do nível de
pressão de 88 para 157 bar implica num aumento de custo de 7%, (Schegliaiev, 1978).
3.2.2 Diminuição da Pressão no Condensador
Para simular a variação da pressão no condensador todos os outros parâmetros são
mantidos constantes.
2P
2a3a
s
T
cba
4a
34
1
2
1a
Figura 3.6 - Diagrama T-s para a diminuição de pressão no condensador
2o Relatório Quadrimestral TERMA
36
Pelo diagrama T-s da figura 3.6, diminuindo a pressão no condensador o trabalho
líquido aumenta proporcionalmente a área “2-2a-3a-4-3-2” e diminui também o calor
rejeitado para o meio, representado pela área “a-b-c-2a-3a-a”. Outra conseqüência é a
diminuição do título do vapor na saída da turbina. Uma vez que o ciclo permanece com a
mesma quantidade de calor adicionado, a diminuição da pressão no condensador possibilita
um aumento na eficiência do ciclo e diminui o consumo específico, como mostrado nas
figuras 7a, b e c.
O limite para se diminuir a pressão no condensador é dado pela disponibilidade de
fluído refrigerante usado para condensar o vapor, pelo fator econômico que pesa sobre o
tamanho do condensador e pelo projeto da turbina que define a pressão de entrada no mesmo,
a temperatura de saturação no condensador não pode ser menor que temperatura ambiente
(Kartchenko, 1998). Haywood (1985) cita que uma diminuição da pressão no condensador de
0,068 para 0,034 bar resulta num incremento de 4,5% na eficiência do ciclo. Na simulação
para uma diminuição de 0,07 para 0,03 bar obtemos um aumento de 5,5 % na eficiência e 9 %
no trabalho líquido.
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,100,285
0,290
0,295
0,300
0,305
Efic
iênc
ia d
e 1°
Lei
pressão no condensador (bar) a)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
37
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,101060
1080
1100
1120
1140
1160
1180
1200
traba
lho
(kW
)
pressão no condensador (bar) b)
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,100,275
0,280
0,285
0,290
0,295
0,300
cons
umo
espe
cífic
o (k
g de
óle
o / k
Wh)
pressão no condensador (bar) c) Figura 3.7 - a) eficiência; b) trabalho específico; c) consumo específico versus pressão no
condensador.
3.2.3 Aumento da Temperatura do Vapor na Saída do Gerador de
Vapor
Para simular a variação da temperatura ( )1T na saída da caldeira todos os outros
parâmetros são mantidos constantes O superaquecimento é a maneira imediata de se melhorar
a eficiência de um ciclo Rankine. O aumento da temperatura do vapor na saída do gerador de
vapor aumenta o trabalho líquido gerado, representado pela área “1-1a-2-2a-1” e também a
temperatura média de absorção do calor ( ), aumentando assim a eficiência do ciclo e
diminuindo o consumo específico. Embora isto significa num aumento do consumo de
combustível também, devido a que o calor fornecido na caldeira aumenta, este aumento é
HT
2o Relatório Quadrimestral TERMA
38
representado pela área 1-1ª -d-c. Este efeito leva a que o aumento no valor do tamanho líquido
produzido no ciclo seja maior que o aumento na eficiência. O aumento da temperatura
também aumenta o título na saída da turbina, acarretando ganhos na eficiência. Da mesma
forma que o aumento da pressão do gerador de vapor, o aumento da temperatura é limitado
pela resistência térmica da turbina e pelos custos econômicos da utilização de materiais mais
resistentes, tanto quanto na caldeira.
As figuras 9 a, b e c mostram o comportamento da eficiência de 1º Lei, trabalho
específico e do consumo específico ao variar a temperatura do vapor na saída do gerador de
vapor. O aumento da temperatura implica um aumento da entalpia do vapor, aumentando o
salto entálpico e o trabalho específico da turbina. Haywood (1985) cita que para um aumento
de 450 para 550ºC obtém-se até 7% de ganho na eficiência, Kostyuk e Frolov (1985) obtém
um aumento de 9,6% na eficiência e 16,6% no trabalho líquido, Schegliaiev (1978) um
aumento de 9% para a eficiência e 17% para o trabalho líquido. Na simulação obtém-se
aumento de 4,5% na eficiência, de 12% no trabalho, para o mesmo aumento de temperatura
c
2
1
s
T
dba
4a
34
1a
2a
1a
Figura 3.8 - Diagrama T-s para o aumento da temperatura na saída da caldeira
2o Relatório Quadrimestral TERMA
39
400 450 500 550 600 650 700 7500,28
0,29
0,30
0,31
0,32
0,33
efic
iênc
ia d
e 1º
Lei
(%)
Temperatura do vapor (°C) a)
400 450 500 550 600 650 700 750
1000
1100
1200
1300
1400
1500
Trab
alho
(kW
)
Temperatura máxima do vapor (°C) b)
400 450 500 550 600 650 700 7500,26
0,27
0,28
0,29
0,30
Cons
umo
espe
cífic
o (k
g de
óle
o / k
Wh)
Temperatura máxima do vapor (°C) c) Figura 3.9 - a) eficiência; b) trabalho específico; c) consumo específico de combustível versus
temperatura do vapor na saída da caldeira.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
40
3.3 Ciclo Rankine com Reaquecimento
A figura 3.10 mostra o esboço do Ciclo Rankine com Reaquecimento. Segundo Bejan
(1988), a utilização do reaquecimento em ciclos Rankine tem sido praticada desde 1925.
Nesta época a temperatura limite suportada pelas turbinas era de 400ºC, enquanto que nos
dias atuais pode alcançar até 650ºC, (Khartchenko, 1998).
mc PCI
Turbina 2
4condensador
Turbina 11caldeira
3
2
78
bomba6
5
Figura 3.10 - Ciclo Rankine com Reaquecimento
Seguindo a nomenclatura da figura 3.10, vapor superaquecido é produzido na caldeira
através da queima de uma quantidade de combustível, a temperatura T , este vapor expande-
se na turbina 1 até uma pressão intermediaria , neste ponto é reaquecido na caldeira para
atingir a temperatura T igual a temperatura . Após este reaquecimento, o vapor expande-
se na turbina 2 até a pressão do condensador P . Após o condensador a água condensada é
bombeada novamente para a caldeira completando ciclo. A Tabela 3.3 mostra os dados
termodinâmicos para este ciclo.
1
2P
1T
4
3
2o Relatório Quadrimestral TERMA
41
Tabela 3.3 - Dados termodinâmicos para o ciclo Rankine com reaquecimento
Temperatura (°C) Pressão (bar) Entalpia (kJ/kg) Entropia (kJ/kg K) título 1 510 87 3415 6,709
2a 250,4 15 2923 6,709
2 282,3 15 2997 6,846
3 510 15 3495 7,598
4a - 0,06 2341 7,598 0,9065
4 - 0,06 2514 8,158 0,9782
5 20 1,25 83,95 0,2961
6 25 1,25 104,95 0,3669
7 36,17 0,06 151,5 0,5208 0,00
8a 36,4 95,7 160,2 0,5208
8 36,83 95,7 161,7 0,5258 A análise deste ciclo é similar ao caso do ciclo Rankine simples. Aplicando-se as
equações de balanço de massa, eq (4), e de energia, eq (10) nos volumes de controle da fig
3.10 é possível determinar os principais parâmetros do ciclo.
Balanços de massa
Caldeira
0mmmm 3218 =−+− &&&& (30)
Turbina 1
0mm 21 =− && (31)
Turbina 2
0mm 43 =− && (32)
Condensador
0mmmm 6574 =−+− &&&& (33)
Bomba
0mm 87 =− && (34)
Adotam-se ainda as seguintes hipóteses em relação ao balanço de massa na caldeira e no
condensador
2o Relatório Quadrimestral TERMA
42
Caldeira
18 mm && = (35)
32 mm && = (36)
Condensador
65 mm && = (37)
74 mm && = (38)
Balanços de Energia
Aplicando-se está eq. (10) em cada volume de controle da figura 3.10 temos:
Caldeira
0WQhmhmhmhm vcvc33221188 =−+−+− &&&&&& (39)
considerando que a quantidade de calor Q é dada pela eq. (12): vc&
Considerando que o objetivo da caldeira é produzir vapor à alta temperatura, o trabalho
produzido pela caldeira é nulo, assim a equação (37) reduz-se a:
0PCImhmhmhmhm c33221188 =+−+− &&&&& (40)
Turbina 1
0WQhmhm vcvc2211 =−+− &&&& (41)
Considerando a eq (16) a eq. (41) reduz-se a:
0Whmhm 1T2211 =−− &&& (42)
Turbina 2
0WQhmhm vcvc4433 =−+− &&&& (43)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
43
Análogo a turbina 1, a eq (43) se reduz a:
0Whmhm 2T4433 =−− &&& (44)
Condensador
0WQhmhm vcvc7744 =−+− &&&& (45)
Análogo a consideração da eq. (19) no caso de ciclo Rankine básico a eq (45) reduz-se
a:
( ) 0hhmhmhm 6557744 =−+− &&& (46)
Bomba
0WQhmhm vcvc8877 =−+− &&&& (47)
Consideração análoga ao caso do ciclo Rankine simples reduz a eq (47)
0Whmhm b8877 =−− &&& (48)
As mesmas considerações em relação a eficiência isentrópica das turbinas e bombas
adotadas no ciclo Rankine continuam a ser feitas neste caso:
• Ponto (2)
Considerando uma eficiência isentrópica da turbina de 85%, o vapor deixa a turbina
ainda superaquecido.
• Ponto (3)
O vapor é superaquecido até o mesmo nível de temperatura do ponto (1)
• Ponto (4)
Considerando uma eficiência isentrópica da turbina de 85%, o vapor deixa a turbina
com título de 0,978.
A eficiência do ciclo é determinada através da equação (49)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
44
PCImWWW
c
b2T1T
&
&&& −+=η (49)
Assim a simulação permitiu determinar os seguintes parâmetros para o ciclo Rankine
com reaquecimento, mostrados na Tabela 4, os parâmetros simulados consideram uma vazão
de vapor de 1 kg/s, ou seja s/kg1mmmmmm 874321 ====== &&&&&& .
Tabela 3.4 - Parâmetros simulados para o Ciclo Rankine com Reaquecimento
cm& [Vazão de combustível (kg/s)] 0,01041
5m& [Vazão de água no condensador (kg/s)] 113
1TW& [Potência Produzida na turbina (kW)] 418
2TW& [Potência Produzida na turbina (kW)] 981,3
bW& [Potência consumida na bomba (kW)] 10,28
btL WWW &&& −= [Potência líquida (kW)] 1389
Eficiência de 1º Lei 0,3147
Consumo específico (kg / kWh) 0,2698
O parâmetro a ser estudado neste ciclo seria a pressão intermediaria de reaquecimento.
As figuras 11a, b e c mostram os resultados da simulação para o ciclo Rankine com
reaquecimento variando-se à pressão intermediaria entre as duas turbinas.
A diminuição da pressão ( )2P aumenta o trabalho líquido gerado, porém a esta
diminuição implica num aumento do consumo de combustível necessário ao reaquecimento.
A diminuição na pressão intermediária ( )2P , também diminui a temperatura ( e acarreta
numa necessidade maior de combustível para atingir o nível de reaquecimento exigido no
ponto (3), refletindo no comportamento da eficiência e no consumo específico de
combustível. Segundo Kostyruk e Frolov (1988) o valor usual para esta pressão de
reaquecimento é de 20-30% da pressão
)2T
( )1P . Variando-se a pressão ( de 30 para 15 bar
obtemos um aumento na eficiência de 2,3% e 8,03% no trabalho líquido.
)2P
2o Relatório Quadrimestral TERMA
45
0 15 30 45 60 75 90,295
0,300
0,305
0,310
0,315
0,320
0
efic
iênc
ia d
e 1º L
ei
pressão de reaquecimento (bar) a)
0 15 30 45 60 75
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
90
Trab
alho
(kW
)
pressão de reaquecimento (bar) b)
0 15 30 45 60 750,265
0,270
0,275
0,280
0,285
0,290
90
cons
umo
espe
cifico
(kg
de ó
leo /
kWh)
pressão de reaquecimento (bar) c) Figura 3.11 a) eficiência; b) trabalho específico; c) consumo específico de combustível em função da
pressão intermediaria de reaquecimento.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
46
3.4 Ciclo Rankine Regenerativo
O ciclo Rankine regenerativo mostrado na figura 3.12 é uma variação do ciclo Rankine
simples no qual, a principal diferença está na presença de um ou mais pré-aquecedores da
água de alimentação da caldeira. Seguindo a nomenclatura da figura 12, o vapor gerado na
caldeira no ponto (1), expande-se em uma turbina, nesta existe uma extração onde parte do
vapor é levada para um trocador de calor, ponto (3). O vapor restante, ponto (2) vai para o
condensador e após se condensar, ponto (4) é bombeado na bomba, de volta a caldeira, antes
passando por um trocador de calor, onde é pré-aquecido com o vapor da extração da turbina,
ponto (3), entrando na caldeira a uma temperatura mais elevada.
8
5
6
3
1
turbina
condensador
2
trocador decalor 4
7
caldeira
9
bomba
Figura 3.12 - Ciclo Rankine Regenerativo
2o Relatório Quadrimestral TERMA
47
A Tabela 3.5 mostra os dados termodinâmicos para este ciclo com condições típicas de
funcionamento, seguindo a nomenclatura da figura 12.
Tabela 3.5 - Dados termodinâmicos para o ciclo Rankine regenerativo
Temperatura (°C) Pressão (bar) Entalpia (kJ/kg) Entropia (kJ/kg-K) título
1 510 87 3415 6,709
2a - 0,06 2066 6,709 0,7927
2 36,84 0,06 2268 7,364 0,8765
3a 179,1 8 2790 6,709
3 220 8 2884 6,908
4 36,24 0,06 151,5 0,5208
5 20 1,25 83,95 0,2961
6 25 1,25 104,95 0,3669
7a 36,5 95,7 161,1 0,5208
7 36,42 95,7 162,8 0,5263
8 36,2 0,066 158,8 0,5444
9 200 95,7 855,7 2,318
Similar ao feito para os casos anteriores aplica-se as equações de balanço de massa, eq
(4), e de energia, eq (10) nos volumes de controle da fig. 12 para determinar os principais
parâmetros do ciclo.
Balanços de massa
Caldeira
0mm 19 =− && (50)
Turbina
0mmm 321 =−− &&& (51)
Condensador
65 mm && = (52)
42 mm && = (53)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
48
Bomba
0mmm 748 =−+ &&& (54)
Trocador de calor
83 mm && = (55)
97 mm && = (56)
Balanços de Energia
Aplicando-se está equação genérica em cada volume de controle da figura 9 temos:
Caldeira
0WQhmhm vcvc1199 =−+− &&&& (57)
considerando que a quantidade de calor Q é dada pela eq. (13): vc&
Considerando que o objetivo da caldeira é produzir vapor à alta temperatura, o trabalho
produzido pela caldeira é nulo, assim a equação (57) reduz-se a:
0PCImhmhm c1199 =+− &&& (58)
Turbina 1
0WQhmhmhm vcvc332211 =−+−− &&&&& (59)
Considerando a eq (16), a eq. (59) reduz-se a:
0Whmhmhm t332211 =−−− &&&& (60)
Condensador
Análogo a consideração da eq. (19) no caso de ciclo Rankine básico a eq (61) reduz-se
a:
( ) 0hhmhmhm 6554422 =−+− &&& (61)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
49
Bomba
0WQhmhmhm vcvc778844 =−+−+ &&&&& (62)
Consideração análoga ao caso do ciclo Rankine simples reduz a eq (62)
0Whmhmhm b778844 =−−+ &&&& (63)
Trocador de Calor
0hmhmhmhm 99778833 =−+− &&&& (64)
As mesmas considerações em relação à eficiência isentrópica das turbinas e bombas
adotadas no ciclo Rankine continuam a ser feita neste caso:
• Ponto (2)
Considerando uma eficiência isentrópica da turbina de 85%, o vapor deixa a turbina
com título de 0,876.
• Ponto (3)
Considerando uma eficiência isentrópica da turbina de 85%, o vapor deixa a turbina
com uma pressão de 8 bar e temperatura de 220ºC.
• Ponto (8)
Considerando que na saída do trocador de calor o vapor proveniente da extração da
turbina esteja totalmente condensado.
A definição de eficiência do ciclo e o consumo específico são similares ao ciclo
Rankine simples. Assim a simulação permitiu determinar os seguintes parâmetros para o ciclo
Rankine com reaquecimento, mostrados na Tabela 6, os parâmetros simulados consideram
uma vazão de vapor de 1 kg/s, ou seja. s/kg1mm 91 == && .
2o Relatório Quadrimestral TERMA
50
Tabela 3.6 - Parâmetros simulados para o Ciclo Rankine regenerativo
cm& [Vazão de combustível (kg/s)] 0,07101
5m& [Vazão de água no condensador (kg/s)] 75,47
tW& [Potência Produzida na turbina (kW)] 990,4
bW& [Potência consumida na bomba (kW)] 9,44
btL WWW &&& −= [Potência líquida (kW)] 980,96
Eficiência de 1º Lei 0,3258
Consumo específico (kg / kWh) 0,2606
O uso das extrações na turbina permite diminuir o calor adicionado ao ciclo aumentando
. Porém tal uso também diminui o trabalho da turbina. Na simulação varia-se a
temperatura da água de alimentação da caldeira e o aumento da temperatura diminui o
trabalho especifico e aumenta a eficiência, uma vez que o consumo de combustível diminui
numa proporção maior do que o trabalho. Além do valor desta temperatura o número de pré-
aquecedores também influi no desempenho do ciclo regenerativo quanto maior seu número,
melhor será o desempenho. Embora, a quantidade de trocadores de calor implica maiores
custos econômicos e dificuldades na operação. Haywood (1985) e Kostyuk e Frolov (1988)
descrevem métodos utilizados para se determinar o numero adequado de trocadores de calor
para maximizar a eficiência do ciclo. As figuras 13a, b e c mostram a variação da eficiência
de 1ºlei, do trabalho líquido e do consumo específico, respectivamente, quando se varia a
temperatura da água que entra na caldeira. A temperatura varia de acordo com a quantidade
de vapor que é extraído da turbina. Na simulação do uso do sistema regenerativo, quando se
aumenta a temperatura da água na entrada do gerador de vapor de 100 para 200 ºC, resulta no
aumento da eficiência de 7,25%, diminuição do trabalho líquido de 9,5%.
HT
2o Relatório Quadrimestral TERMA
51
30 60 90 120 150 180 210 240 2700,29
0,30
0,31
0,32
0,33
0,34
0,35
Efic
iênc
ia d
e 1°
Lei
Temperatura da água na entrada na caldeira (°C) a)
30 60 90 120 150 180 210 240 270
900
950
1000
1050
1100
1150
Trab
alho
(kW
)
Temperatura da água na entrada na caldeira (°C) b)
30 60 90 120 150 180 210 240 2700,24
0,25
0,26
0,27
0,28
0,29
0,30
cons
umo
espe
cífic
o (k
g de
óle
o / k
Wh)
Temperatura da água na entrada na caldeira (°C) c) Figura 3.13 a) Eficiência; b) Trabalho específico; c) consumo específico em função da temperatura da
água de alimentação da caldeira.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
52
3.5 Comparação entes os três tipos de Ciclo Rankine
Para comparar o desempenho de cada configuração dos ciclos a Figura 14 mostra uma
comparação dos valores de eficiência de 1º Lei, trabalho líquido e consumo específico de cada
um deles. Os valores são comparados em relação as condições típicas citadas nos itens
anteriores
0,26
0,28
0,30
0,32
0,34
3
2
1
1 - Rankine2 - Rankine com reaquecimento3 - Rankine regenerativo
Efici
ência
de 1
° Lei
a)
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
3
2
1
1 - Rankine2 - Rankine com reaquecimento3 - Rankine regenerativo
Trab
alho
(kW
)
b)
0,20
0,22
0,24
0,26
0,28
0,30
3
2
1
1 - Rankine2 - Rankine com reaquecimento3 - Rankine regenerativo
cons
umo
espe
cífic
o (k
g de
óle
o/ k
Wh)
c) Figura 3.14 - Comparação entre os três ciclos considerados. a) ciclo Rankine; b) ciclo Rankine com
reaquecimento; c) ciclo Rankine regenerativo.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
53
A comparação do ciclo Rankine simples e com reaquecimento, mostra que a eficiência
e o trabalho específico do ciclo com reaquecimento são maiores. O reaquecimento permite
aumentar o trabalho específico pelo aumento da quantidade calor adicionado, a eficiência
aumenta pelo aumento do trabalho ser proporcionalmente maior que o do calor adicionado,
diminuindo também o consumo específico de combustível. O ciclo regenerativo produz
menos trabalho líquido devido ao uso das extrações da turbina, porém o aumento da
temperatura da água de alimentação da caldeira, permite diminuir o consumo específico.
Comparando-se o ciclo com reaquecimento e o regenerativo, o primeiro produz mais trabalho
e tem um consumo especifico menor e menos eficiência que o segundo.
As análises anteriores permitiram identificar a influência dos principais parâmetros de
operação de um ciclo Rankine na eficiência, trabalho líquido e consumo específico, assim
como diferentes configurações deste.
Nas seções a seguir esta metodologia é utilizada para avaliar o sistema de geração da
Manaus – Energia, descrito nas seções seguintes e avaliar suas condições de projeto e
operação.
3.6 Descrição do Sistema de Geração da Usina Mauazinho - Manaus
Energia
A Figura 3.15 mostra de maneira simplificada a planta de geração de potência da Usina
Mauazinho. A planta consiste de quatro conjuntos caldeira-turbina a vapor. Os dois primeiros
conjuntos entraram em operação em 1973, chamadas de plantas 1 e 2 e consistem de
Caldeiras Combustion 28 VP 18W, as plantas foram projetadas com capacidade nominal de
geração de vapor de 81,64 ton/h a uma pressão de 72 bar e temperatura de 485°C e turbina de
condensação General Electric com 4 extrações, operando a pressão e temperatura de vapor na
entrada de 71,5 bar e 485°C, respectivamente. O vapor expandido na turbina é resfriado num
condensador que utiliza água do rio Negro. Após a condensação, a água líquida é pré-
aquecida em trocadores de calor que funcionam com o vapor superaquecido, proveniente das
extrações da turbina, antes de retornar a caldeira, configurando um ciclo Rankine
regenerativo. O sistema ainda possui bombas de condensado, de alimentação e para a água de
resfriamento.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
54
T = 485°CP = 72 bar
T = 485°CP = 72 bar
T = 510°CP = 87 bar
T = 510°CP = 87 bar
Caldeira 4
Caldeira 3
Turbina 4
Turbina 3
G 4
G 3
G 1
G 2
Turbina 1
Turbina 2
Caldeira 1
Caldeira 2
Figura 3.15 - Representação do sistema gerador da Manaus Energia – Unidade Mauá.
O terceiro e quarto conjunto caldeira-turbina a vapor entraram em operação em 1975
sendo denominados, plantas 3 e 4, consistindo em Caldeiras Combustion VU60, projetadas
com capacidade nominal de geração de vapor de 196 ton/h a uma pressão de 87 bar e
temperatura de 510°C; uma turbina de condensação General Electric com 5 extrações,
operando a pressão e temperatura de vapor na entrada de 87 bar e 510°C, respectivamente.
Esta planta também opera num ciclo Rankine regenerativo como as anteriores. As figuras 3.16
e 3.17 mostram a configuração das plantas 1 e 2 e 3 e 4, respectivamente, considerando todos
os equipamentos.
As plantas funcionam com óleo combustível. A Tabela 3.7 mostra os dados
termodinâmicos das plantas 1 e 2 e a Tabela 8 os das plantas 3 e 4, nas condições previstas em
projeto, tendo como referência as figuras 3.16 e 3.17.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 55
bomba de condensado
bomba agua resfriamento
Condensador
Bomba de Alimentacao
Desaerador
EjetorAquec 1Aquec 2
Aquec 3
Caldeira
Turbina a Vapor
25252424
2323
2222
2121
2020
1919 1818 1717
1616
1515
1414 1313
1212 1111 1010 99
88
77
66
55
44
33
22
11
17
16
14
13
12
10
F
9
8
7
F
6
F
5
F4
3
2
1
Figura 3.16 - Layout das plantas 1 e 2.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 56
2929
2828
2727
262625252424
2323
2222
21212020 1919
1818
1717
1616
1515 1414
1313 1212 1111 1010
99
88
77
66
55
4433
22
11
17
16
15
14
13
12
11
F
10
F
9
8
7
F
6
F
5
F4
3
2
1
Figura 3.17 - Layout das plantas 3 e 4.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
57
Tabela 3.7 - Dados Termodinâmicos de Projeto – Planta 1 e 2
Vazão (kg/s) Pressão (bar) Temperatura (°C) Entalpia (kJ/kg)
1 22,69 72,38 485,00 3371,53
2 22,66 72,38 485,00 3371,53
3 1,816 12,80 317,35 3082,67
4 1,042 6,00 254,35 2966,76
5 1,308 2,00 171,06 2811,75
6 1,479 0,61 90,70 2662,81
7 17,025 0,09 43,79 2454,94
8 19,835 0,09 43,79 183,28
9 0,023 8,27 43,86 184,31
10 19,835 7,51 44,75 187,96
11 19,835 6,76 88,75 372,16
12 19,835 6,00 126,81 532,95
13 22,692 5,51 155,54 656,10
14 22,692 80 157,04 667,07
15 22,692 79,24 201,04 859,66
16 0,023 72,38 485,00 3371,53
17 0,023 72,00 50,00 215,43
18 1,479 0,36 46,00 192,55
19 1,308 1,5 89,00 372,80
20 1,816 12,3 160,00 675,83
21 2,787 0,36 66,22 277,13
22 2,810 0,09 43,79 296,05
23 1160 1,5 27 113,06
24 1160 1,2 35 146,66
25 1160 1,2 27 113,02
2o Relatório Quadrimestral TERMA
58
Tabela 3.8 - Dados Termodinâmicos de Projeto – Planta 3 e 4
Vazão (kg/s) Pressão (bar) Temperatura (°C) Entalpia (kJ/kg)
1 54,666 87,00 510,00 3415,10
2 54,608 87,00 510,00 3415,10
3 3,072 26,60 360,00 3168,70
4 3,164 14,14 285,00 3007,70
5 3,099 6,27 201,00 2850,50
6 3,424 2,63 129,11 2579,85
7 3,822 0,69 87,54 2529,42
8 38,027 0,068 38,49 2316,38
9 45,330 0,068 38,49 161,12
10 45,330 8,27 38,56 162,17
11 45,330 7,51 39,55 166,23
12 45,330 7,03 85,54 358,71
13 45,330 6,27 122,54 514,83
14 54,666 5,84 157,78 665,85
15 54,666 109,00 159,78 680,64
16 54,666 108,20 190,78 815,50
17 54,666 107,50 221,78 954,30
18 0,058 87,00 510,00 3415,10
19 0,058 86,50 50,00 216,68
20 3,424 2,130 122,23 513,21
21 3,822 0,189 58,87 246,36
22 7,246 0,189 58,87 372,47
23 7,304 0,068 38,49 390,00
24 3,072 6,27 160,56 677,93
25 3,164 6,27 160,56 677,93
26 6,236 6,27 160,56 677,93
27 3969 1,2 22 92,17
28 3969 1,5 22 92,17
29 3969 1,2 27 113,23
2o Relatório Quadrimestral TERMA
59
3.7 Avaliação do desempenho das plantas
Uma análise do desempenho destes sistemas através dos dados originais de projeto é
realizada através da Análise Termodinâmica da 1° Lei. Similar a feita nos casos teóricos
analisados nas seções 2.1, 2.2 e 2.3 para os ciclos Rankine, Rankine com reaquecimento e
regenerativo. As equações de balanço de massa e energia são aplicadas aos volumes de controle
que compõe o sistema, o conjunto de equações formado é resolvido de modo a determinar as
potências geradas e consumidas, o consumo de combustível e assim definir parâmetros como a
eficiência do sistema e o consumo específico de óleo combustível.
3.7.1 Planta 1 e 2 (condições de projeto)
Inicialmente é feita a avaliação das plantas 1 e 2 em suas condições originais de projeto. As
equações de balanço de massa e energia são definidas para cada volume de controle que compõe
o sistema, tendo como referência o layout da planta definida na figura 16. As equações de
balanço de massa e energia são descritas de forma similar as eq. (4) e (10) considerando as
mesmas hipóteses simplificadoras definidas nas seções anteriores para os volumes de controle.
Balanços de massa
Caldeira
0mmm 1c15 =−+ && (65)
115 mm && = (66)
Turbina a Vapor
0mmmmmm 765432 =−−−−− &&&&& (67)
Condensador
0mmmmm 22242387 =+−+− &&&& (68)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
60
2278 mmm && += (69)
2423 mm && = (70)
Bomba de Condensador
0mm 98 =−& (71)
Ejetor
0mmmm 1091716 =−+− &&& (72)
1716 mm =& (73)
109 mm =& (74)
Trocador de Calor 1
0mmmm 1110186 =−+− &&& (75)
186 mm =& (76)
1110 mm =& (77)
Trocador de Calor 2
0mmmm 1211195 =−+− &&& (78)
195 mm =& (79)
1211 mm =& (80)
Trocador de Calor 3
0mmmm 1514203 =−+− &&& (81)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
61
203 mm =& (82)
1514 mm =& (83)
Desaerador
0mmmm 1320124 =−++ &&& (84)
Bomba de Alimentação
0mm 1413 =−& (85)
Nó 12
0mmm 1621 =−− && (86)
Nó 14
0mmm 211918 =−+ && (87)
Nó 15
0mmm 222117 =−+ && (88)
Balanços de energia
Caldeira
0hmPCImhm 11c1515 =−+ && (89)
Turbina a Vapor
0hmhmhmhmhmhm 776655443322 =−−−−− &&&&& (90)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
62
Condensador
0hmhmhmhmhm 2222242423238877 =+−+− &&&& (91)
Bomba de Condensado
0Whmhm bc9988 =−− && (92)
Bomba de Alimentação
0Whmhm res23232525 =−− && (93)
Ejetor
0hmhmhmhm 10109917171616 =−+− &&& (94)
Trocador de Calor 1
0hmhmhmhm 11111010181866 =−+− &&& (95)
Trocador de Calor 2
0hmhmhmhm 12121111191955 =−+− &&& (96)
Trocador de Calor 3
0hmhmhmhm 15151414202033 =−+− &&& (97)
Desaerador
0hmhmhmhm 13132020121244 =−++ &&& (98)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
63
Bomba de Alimentação
0Whmhm resf14141313 =−− && (99)
Nó 12
0hmhmhm 16162211 =−− && (100)
Nó 14
0hmhmhm 212119191818 =−+ && (101)
Nó 15
0hmhmhm 222221211717 =−+ && (102)
O conjunto de equações formado é resolvido através do software Cycle Tempo,. Através
da definição dos valores de pressão e temperatura, em todos os pontos do sistema, o software
permite resolver o sistema de equações formado pelos balanços de massa e energia e determinar
assim as potências do sistema assim como seu consumo de combustível. A utilização deste
software é justificada pela complexidade do sistema com um número de volumes de controle
muito maior que os casos simulados anteriormente no software EES, sendo que o Cycle
Tempo permite uma flexibilidade muito maior para a simulação em condições diferentes de
funcionamento que serão aproveitadas em simulações futuras em condições de operação.
A eficiência da caldeira é definida seguindo a sugestão da norma ASME PTC 4.1
( )PCI.m
hhm
c
evsvvcaldeira &
& −=η (103)
Onde:
vm& : vazão mássica de vapor [kg/s] → 1m&
evh : entalpia do vapor na entrada da caldeira [kJ/kg] → 15h
2o Relatório Quadrimestral TERMA
64
svh : entalpia do vapor na saída da caldeira [kJ/kg] → 1h
cm& : é a vazão mássica de combustível [kg/s] → cm&
PCI : poder calorífico do combustível [kJ/kg]
Para a eficiência global do ciclo é feito seguindo a eq.(16)
PCI.mW
c
Lciclo &
&=η (104)
onde:
resffwbctL WWWWW &&&&& −−−= (potência líquida)
tW& : potência produzida na turbina [kW]
bcW& : potência consumida na bomba de condensado [kW]
fwW& : potência consumida na bomba de alimentação da caldeira [kW]
resfW& : potência consumida na bomba de água de resfriamento do condensador [kW]
O PCI do óleo combustível estimado pelos dados de projeto é de 42.400 kJ/kg.
Além da eficiência de 1° lei determina-se também o consumo específico de óleo (kg de
óleo / kWh) através da eq (107)
L
cW
m3600&
&=α (105)
Estes resultados obtidos são mostrados nas Tabelas 3.9, 3.10 e 3.11.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
65
Tabela 3.9 - Potências geradas e consumidas no sistema – Planta 1 e 2
Equipamento Potência (kW)
Plantas 1 e 2 Plantas 3 e 4
Turbina a Vapor 18000 50000
Bomba de condensador 24,01 51,69
Bomba de alimentação 266,58 849,94
Bomba de água resfriamento 52,93 174,04
Potência líquida 17656 48924,33
Tabela 3.10 - Eficiências isentrópicas de bombas e da turbina – Planta 1 e 2
Equipamento Plantas 1 e 2 [%]
Turbina a Vapor 73,25
Bomba de condensador 85,38
Bomba de alimentação 74,38
Bomba de água resfriamento 75,01
Tabela 3.11 Índices de desempenho – Planta 1 e 2
Plantas 1 e 2
Vazão mássica de vapor (kg/s) 22,69
Entalpia do vapor na entrada da caldeira (kJ/kg) 859,60
Entalpia do vapor na saída da caldeira (kJ/kg) 3371,53
Vazão mássica de combustível (kg/s) 1,52
Potência líquida do ciclo (kW) 17656
Eficiência da caldeira (%) 88,20
Eficiência do ciclo (%) 27,40
Consumo específico de óleo (kg de óleo / kWh) 0,3099
2o Relatório Quadrimestral TERMA
66
3.7.2 Planta 3 e 4 (condições de projeto)
A metodologia de avaliação das plantas 3 e 4 é similar a utilizada para as duas plantas
anteriores. Logo aplicando as equações de balanço de massa e energia, temos as equações (106) a
(146).
Balanços de massa – Plantas 3 e 4
Caldeira
0mmm 1c17 =−+ && (106)
117 mm && = (107)
Turbina a Vapor
0mmmmmmm 8765432 =−−−−−− &&&&&& (108)
Condensador
0mmmmm 23292898 =+−+− &&&& (109)
2389 mmm && += (110)
2928 mm && = (111)
Bomba de Condensador
0mm 109 =−& (112)
Ejetor
0mmmm 11101918 =−+− &&& (113)
1918 mm =& (114)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
67
1110 mm =& (115)
Trocador de Calor 1
0mmmm 1211217 =−+− &&& (116)
217 mm =& (117)
1211 mm =& (118)
Trocador de Calor 2
0mmmm 1312206 =−+− &&& (119)
206 mm =& (120)
1312 mm =& (121)
Trocador de Calor 3
0mmmm 1615254 =−+− &&& (122)
254 mm =& (123)
1615 mm =& (124)
Trocador de Calor 4
0mmmm 1716243 =−+− &&& (125)
243 mm =& (126)
1716 mm =& (127)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
68
Desaerador
0mmmm 1426134 =−+− &&& (128)
Bomba de Alimentação
0mm 1514 =−& (129)
Nó 12
0mmm 1821 =−− && (130)
Nó 14
0mmm 222120 =−+ && (131)
Nó 15
0mmm 232219 =−+ && (132)
Balanços de energia – plantas 3 e 4
Caldeira
0hmPCImhm 11c1717 =−+ && (133)
Turbina a Vapor
0Whmhmhmhmhmhmhm t88776655443322 =−−−−−−− &&&&&&& (134)
Condensador
0hmhmhmhmhm 2323292928289988 =+−+− &&&& (135)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
69
Bomba de Condensador
0Whmhm bc101099 =−− && (136)
Ejetor
0hmhmhmhm 1111101019191818 =−+− &&& (137)
Trocador de Calor 1
0hmhmhmhm 12121111212177 =−+− &&& (138)
Trocador de Calor 2
0hmhmhmhm 13131212202066 =−+− &&& (139)
Trocador de Calor 3
0hmhmhmhm 16161515252544 =−+− &&& (140)
Trocador de Calor 4
0hmhmhmhm 17171616242433 =−+− &&& (141)
Desaerador
0hmhmhmhm 14142626131344 =−+− &&& (142)
Bomba de Alimentação
0Whmhm fw15151414 =−− && (143)
Nó 12
0hmhmhm 18182211 =−− && (144)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
70
Nó 14
0hmhmhm 222221212020 =−+ && (145)
Nó 15
0hmhmhm 232322221919 =−+ && (146)
Introduzindo os dados termodinâmicos da planta 3, tabela 2, simulando o sistema no
software Cycle Tempo, determina-se os parâmetros de desempenho do ciclo, mostrados nas
Tabelas 3.12,3.13 e 3.14.
Tabela 3.12 Potências geradas e consumidas no sistema – Planta 3 e 4
Equipamento Potências (kW)
Turbina a Vapor 50000
Bomba de condensador 51,69
Bomba de alimentação 849,94
Bomba de agua resfriamento 174,04
Potência líquida 48924,33
Tabela 3.13 Eficiências isentrópicas de bombas e da turbina – Planta 3 e 4
Equipamento Eficiência Isentrópica (%)
Turbina a Vapor 84,29
Bomba de condensador 80,18
Bomba de alimentação 76,50
Bomba de agua resfriamento 75,00
2o Relatório Quadrimestral TERMA
71
Tabela 3.14 Índices de desempenho – Planta 3 e 4
Plantas 3 e 4
Vazão mássica de vapor (kg/s) 54,33
Entalpia do vapor na entrada da caldeira (kJ/kg) 945,29
Entalpia do vapor na saída da caldeira (kJ/kg) 3415,10
Vazão mássica de combustível (kg/s) 3,60
Potência líquida do ciclo (kW) 48924
Poder Calorífico Inferior (kJ/kg) 42400
Eficiência da caldeira (%) 87,93
Eficiência do ciclo (%) 32,06
Consumo específico de óleo (kg de óleo / kWh) 0,265
Os parâmetros de desempenho do ciclo encontrados, eficiência da caldeira e do ciclo são
compatíveis com valores encontrados na literatura para sistemas de ciclo a vapor com
características semelhantes, Modesto et al (2002) e Torres (1999). As plantas 1 e 2 possuem
eficiência de 1º Lei 17 % menor que as plantas 3 e 4. Esta diferença é devida principalmente aos
maiores níveis de pressão e temperatura que estas plantas possuem em relação as anteriores, fato
este explicado na seção (3.2.1 e 3.2.2).
A etapa seguinte será avaliar as condições de operação de cada planta, sendo necessária
uma coleta de todos os dados termodinâmicos disponíveis, de modo a possibilitar uma simulação
adequada para as condições em que a mesma esteja operando.
As medidas a serem coletadas são os valores de pressão, temperatura e vazão do vapor, a
vazão de óleo combustível e a potência elétrica gerada. Em todas as plantas a medida de óleo
combustível é feita através de um medidor volumétrico, enquanto as medidas das condições do
vapor e potência elétrica são feitas através de instrumentação que indica um valor instantâneo.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
72
3.8 Simulação em condições de operação
A simulação inicial das condições de operação das plantas de potência da Usina
Mauazinho começou pela Planta 4 entre os dias 30 de julho e 02 de julho de 2004. A equipe de
medições formada pelos pesquisadores Jorge Alexander Sosa, Carlos Monteiro, Gileno, Araújo e
James Vitoriano realizaram as medições dos parâmetros termodinâmicos do sistema assim como
dos níveis de poluição do sistema.
As medidas foram feitas em três condições de operação, potências de 25, 30 e 35 MW,
onde foram coletados os dados de pressão e temperatura disponíveis no sistema, vazão de vapor,
água de alimentação da caldeira e óleo combustível e também a medida da potência gerada.
Os valores coletados estão apresentados na tabela 3.15 para as condições de operação
citadas. Nesta tabela são mostrados os dados de pressão e temperatura disponíveis na planta 4
para valores de potências de operação de 25, 30 e 35 MW. Estes dados foram inseridos no
software Cycle Tempo para simular estas condições de operação, para as simulações são
consideradas os valores de vazão de vapor na saída da caldeira. Os dados termodinâmicos
disponíveis não são suficientes para a realização da simulação, logo para possibilitar a resolução
do sistema de equações adotou-se a hipóteses que os dados faltantes tivessem os mesmos valores
das condições de projeto. Os dados termodinâmicos “ajustados” para as condições simuladas são
mostrados na Tabela 3.16.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
73
Tabela 3.15: Dados termodinâmicos de operação da Planta 4
Ponto (fig. 17) Localização Pressão Temperatura (°C)
25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW
9 Entrada da bomba de condensado 60,0 60,0 50,0 mmHg 41,0 47,0 50,0
10 Saída bomba de condensado 18,5 18,0 17,0 kgf/cm² 41,0 47,0 50,0
10 Entrada do ejetor 18,5 18,0 17,0 kgf/cm² 42,0 47,0 50,0
11 Saída do ejetor 18,0 18,0 17,0 kgf/cm² 47,0 50,5 54,0
11 Entrada do aquec. 1 18,0 17,5 17,0 kgf/cm² 48,0 50,0 54,0
12 Saída do aquec. 1 17,0 25,5 15,0 kgf/cm² 67,0 78,0 78,0
21 Dreno do aquec. 1 0,0 0,0 0,0 kgf/cm² 52,0 58,0 62,0
12 Entrada do aquec. 2 17,0 15,5 15,0 kgf/cm² 67,0 76,0 78,0
13 Saída do aquec. 2 kgf/cm² 98,0 108,0 110,0
20 Dreno do aquec. 2 0,0 0,0 0,0 kgf/cm² 70,0 80,0 84,0
13 Entrada - desaerador 2,5 4,0 5,0 kgf/cm² 98,0 108,0 110,0
14 Saída - desaerador 3,0 4,5 5,0 kgf/cm² 133,0 150,0 160,0
14 Entrada da bomba de alimentação 3,0 4,5 5,0 kgf/cm² 133,0 150,0 160,0
15 Saída da bomba de alimentação 12,5 135,0 125,0 kgf/cm² 133,0 138,0 146,0
15 Entrada do aquec. 4 150,0 140,0 kgf/cm² 138,0 146,0
16 Saída do aquec. 4 140,0 145,0 kgf/cm² 157,0 184,0
25 Dreno do aquec. 4 0,0 0,0 kgf/cm² 169,0 175,0
16 Entrada do aquec. 5 145,0 140,0 kgf/cm² 175,0 184,0
17 Saída do aquec. 5 133,0 130,0 kgf/cm² 205,0 215,0
24 Dreno do aquec. 5 0,0 0,0 kgf/cm² 205,0 205,0
17 Entrada na caldeira 72,0 73,0 76,0 kgf/cm² 155,0 235,0 215,0
1 Saída da caldeira 69,0 71,0 74,0 kgf/cm² 459,0 453,4 456,0
2 Entrada da turbina 68,0 67,0 74,0 kgf/cm² 459,0 453,4 456,0
3 Extração 1 15,0 21,0 kgf/cm² 320,0 360,0
4 Extração 2 9,0 11,0 kgf/cm² 255,0 260,0
5 Extração 3 2,5 3,8 3,8 kgf/cm² 220,0 230,0 246,0
2o Relatório Quadrimestral TERMA
74
6 Extração 4 74,0 75,0 1,0 kgf/cm² 100,0 110,0 116,0
7 Extração 5 - - - - 100,0 78,00 82,00
8 Exaustão da turbina 70,0 95,0 95,0 mmHg 41,0 53,0 57,0
28 Entrada – água bruta 1,0 0,9 0,9 kgf/cm² 29,0 28,5 28,0
29 Saída - água bruta 0,0 0,0 0,0 kgf/cm² 35,0 35,0 35,0
Vazões kg/s Ton/h
25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW
1 vapor 19,50 33,30 40,07 70,00 120,00 144,00
17 água de alimentação 19,50 37,50 48,61 70,00 135,00 175,00
- combustível 1,792 2,476 2,981 6,45 8,91 10,73
2o Relatório Quadrimestral TERMA
75
Tabela 3.16 Dados ajustados para a simulação
fluxo m& (kg/s) P (bar) T(°C) h (kJ/kg)
25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW
1 19,440 33,332 40,000 67,66 69,62 72,56 459,00 453,00 456,00 3314,51 3297,03 3300,24
2 19,318 33,199 39,822 67,66 69,62 72,56 459,00 453,00 456,00 3314,51 3297,03 3300,24
3 0,00 1,784 2,369 20,26 14,70 20,60 320,00 320,00 360,00 3083,96 3083,96 3159,66
4 0,00 1,601 1,711 8,82 8,82 10,78 255,00 255,00 260,00 2958,38 2958,38 2962,54
5 1,207 1,921 2,817 2,45 2.94 2,94 220,00 230,00 246,00 2908,95 2927,25 2959,94
6 0,986 1,588 1,882 0,99 0,99 0,98 99,35 110,00 116,00 2676,31 2696,50 2708,67
7 0,620 1,252 1,390 0,32 043 0,51 70,00 78,00 82,00 2540,72 2640,05 2647,28
8 16,489 25,053 29,653 0,078 0,107 0,125 41,05 47,16 50,27 2311,77 2324,27 2340,36
9 18,217 28,025 33,103 0,078 0,107 0,125 41,05 47,16 50,27 171,86 197,39 210,37
10 18,217 28,025 33,103 18,10 16,67 16,67 42,00 47,33 50,43 177,40 199,51 212,49
11 18,217 28,025 33,103 17,65 16,17 15,70 47,00 50,83 54,43 198,26 214,24 229,15
12 18,217 28,025 33,103 16,67 14,70 14,00 66,00 78 78,43 277,43 322,15 329,50
13 18,217 28,025 33,103 2,45 3,92 5,00 97,00 110,83 110,43 407,41 456,72 463,06
14 19,441 33,332 40,000 2,95 4,76 6,181 133,00 150,00 160,00 559,12 632,15 675,47
15 19,441 33,332 40,000 122,0 147,00 142,60 134,79 152,67 162,69 575,49 652,78 695,18
16 19,441 33,332 40,000 122,00 137,0 137,00 135,54 177,58 184,70 576,32 759,44 790,39
17 19,441 33,332 40,000 72,00 71,58 74,50 136,04 205,58 215,69 576,32 880,76 925,43
18 0,122 0,132 0,178 67,66 69,62 72,56 459,00 453,00 456,00 3314,51 3297,03 3300,24
19 0,122 0,132 0,178 67,66 69,12 72,06 45,00 45,00 45,00 194,44 194,44 194,44
20 0,986 1,588 1,882 0,49 0,49 0,56 70,00 80,00 84,33 292,46 334,46 352,31
21 0,620 1,252 1,390 0,49 0,49 0,125 52,00 58,00 62,27 217,86 242,39 259,37
22 1,605 2,840 3,272 0,37 0,49 0,125 63,32 70,34 73,41 265,86 294,39 307,37
23 1,728 2,972 3,450 0,078 0,107 0,125 41,05 47,16 50,27 171,94 396,17 301,64
24 0,00 1,784 2,369 19,75 14,20 20,10 211,71 195,71 205,00 905,05 833,05 875,09
25 0,00 1,601 1,711 8,32 8,32 10,28 172,05 172,05 175,00 728,09 728,09 741,14
26 0,00 3,385 4,080 2,45 2,94 2,94 126,77 132,85 132,85 779,29 783,25 818,24
27 1675 2557 3012 1,2 1,2 1,2 22 22 22 92,13 92,13 92,13
28 1675 2557 3012 1,5 1,5 1,5 22 22 22 92,13 92,13 92,17
29 1675 2557 3012 1,2 1,2 1,2 27 27 27 113,23 113,23 113,23
2o Relatório Quadrimestral TERMA
76
Na tabela 3.16 os valores sublinhados são valores medidos no sistema, o restante são os
valores assumidos durante a simulação, baseados em valores de projeto.
As eficiências da planta 4 para as diferentes condições de operação foram calculadas na
base dos dados medidos e para os valores simulados seguindo a equação (104) e o consumo
especifico a eq. (105), na tabela 3.18 são mostrados estes valores calculadas para as condições de
operação citadas, os valores de fluxo de combustível são sempre os valores medidos. A eficiência
da caldeira é dada pela equação (147)
PCImhmhm
c
llvvcaldeira &
&& −=η (147)
onde: m : vazão de vapor na saída da caldeira (kg/s) v&
vh : entalpia do vapor na saída da caldeira (kJ/kg)
lm& : vazão de água de alimentação na entrada da caldeira (kg/s)
lh : entalpia da água de alimentação na entrada da caldeira (kJ/kg)
Os valores da eficiência da caldeira reportam-se aos valores medidos.
A potência considerada é a produzida no gerador, desprezando-se a consumida pelas
bombas.
Tabela 3.18 Índices de desempenho para as condições de operação da planta 4, em base aos dados simulados e medidos
medido simulado
25MW 30MW 35MW 25MW 30MW 35MW
Potência (kW) 25000 30000 35000 18225 28250 33286
Eficiência da Caldeira 70,91 77,08 71,91 - - -
Eficiência do Ciclo (%) 34,36 30,07 28,92 25,05 28,32 27,50
Consumo específico de combustível (kg de óleo/ kWh) 0,258 0,294 0,306 0,354 0,313 0,322
2o Relatório Quadrimestral TERMA
77
Para comparar o desempenho da planta nestas condições de operação, a tabela 3.19 mostra
os resultados obtidos nas condições de projeto desta planta com a condição de operação com
maior carga (35 MW).
Nas atuais condições de operação a planta 4 consegue um desempenho inferior às
condições que foram originalmente projetadas. A eficiência é 21% menor e o consumo específico
aumenta 26,3 %.
A diminuição do desempenho da planta é explicada por dois parâmetros importantes no
desempenho da mesma, a pressão de geração do vapor e a temperatura de saída do vapor da
caldeira. Como mostrado nas seções 3.2.1 e 3.2.3 a diminuição simultânea dos níveis de pressão e
temperatura do vapor na caldeira afetam diretamente o desempenho do ciclo. Nas atuais
condições a planta opera com pressão 17% menor que a de projeto e a temperatura do vapor 10%
menor, nestas condições de funcionamento o desempenho da planta diminui drasticamente.
Outro fator observado foi um pequeno aumento na pressão de funcionamento do
condensador, na seção 3.2.2, é mostrado que o aumento da pressão diminui a eficiência do
sistema e aumenta o consumo específico.
A pressão de saída na bomba de alimentação, em torno de 150 bar, é demasiado alta para
as condições de operação. Deve ser verificado se é realmente necessário este valor para vencer as
perdas de carga na tubulação. O valor previsto no projeto original era de 109 bar para as plantas 3
e 4.
Tabela 3.19 Comparação entre o desempenho de projeto e o de operação
projeto operação
Pressão de operação do vapor (bar) 87,00 72,00
Temperatura do vapor na saída da caldeira (bar) 510,00 459,00
Vazão de vapor (kg/s) 54,44 40,01
Poder Calorífico Inferior do combustível (kJ/kg) 42400 40650
Potência líquida (kW) 48962 32211
Eficiência de 1º Lei (%) 32,06 25,48
Consumo específico de combustível (kg de óleo/ kWh) 0,265 0,333
2o Relatório Quadrimestral TERMA
78
3.9 Comentários finais
Este relatório descreveu o sistema de geração de potência da Manaus Energia – unidade
Mauazinho. Foram levantadas informações sobre a configuração da planta de geração de
potência, layout e características do sistema.
Foi apresentada uma breve descrição do ciclo Rankine mostrando a influência dos
principais parâmetros de operação no desempenho destas plantas assim como o uso de diferentes
configurações a partir de uma configuração simples foi analisado utilizando a Análise de 1º Lei,
definindo índices de desempenho como eficiência e o consumo específico de combustível.
As características de projeto do sistema disponibilizadas permitiram uma primeira
avaliação do desempenho das plantas térmicas. A definição do conjunto de dados
termodinâmicos de todas as plantas que compõem a unidade Mauazinho, permitiu a utilização de
uma ferramenta computacional para determinar a eficiência de cada planta. Os valores de
eficiência encontrados pelo software Cycle Tempo® coincidem com valores de eficiência
encontrados na literatura para plantas de potência com estas características.
Foram feitas medidas de valores de pressão, temperatura e vazão do vapor, vazão de óleo
combustível e a potência elétrica gerada em uma das plantas da Manaus Energia, a planta 4. A
medida de óleo combustível é feita através de um medidor volumétrico, enquanto as medidas das
condições do vapor e potência elétrica são feitas através de instrumentação que indica um valor
instantâneo.
A avaliação do desempenho desta planta em condições de operação foi efetuada através do
software Cycle Tempo e comparada em relação às condições originais de projeto.
Nas atuais condições de operação a planta 4 está trabalhando com níveis de pressão e
temperatura do vapor menores que os de projeto, o que diminui em cerca de 20% sua eficiência e
aumenta em 26,6% seu consumo especifico, além de diminuir em 30% a potência gerada.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
79
Outros parâmetros que contribuem para a diminuição do desempenho são a maior pressão
de operação no condensador e o aumento da perda de carga na linha da água de alimentação da
caldeira após a bomba de alimentação.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
80
4. Análise dos Combustíveis
4.1 Considerações Iniciais
De acordo com as definições estabelecidas no Regulamento Técnico ANP Nº 3/99
referido pela Portaria ANP Nº 80/99 da Agência Nacional do Petróleo, os óleos combustíveis
são óleos residuais de alta viscosidade, obtidos do refino do petróleo ou através da mistura de
destilados pesados com óleos residuais de refinaria. São utilizados como combustível pela
indústria, de modo geral em equipamentos destinados a geração de calor – fornos, caldeiras e
secadores, ou indiretamente em equipamentos destinados a produzir trabalho a partir de uma
fonte térmica.
São manuseados geralmente aquecidos. Devem ser homogêneos, livres de ácidos
inorgânicos e isentos, tanto quanto possível, de partículas sólidas ou fibrosas, partículas estas
que determinam a freqüência necessária da limpeza ou troca dos filtros de combustíveis.
4.2 Características Os óleos combustíveis possuem características físico-químicas específicas, as quais
são descritas a seguir.
4.2.1 Viscosidade
A viscosidade de um fluido é um parâmetro físico-químico calculado a partir da
medida da sua resistência ao escoamento a uma determinada temperatura. É uma das
características de maior importância do óleo combustível, que determinará as condições de
manuseio e utilização do produto.
4.3 Enxofre
O teor de enxofre de um óleo combustível depende da origem do petróleo e do
processo através do qual foi produzido. É limitado por atuar em processos de corrosão e
causar emissões poluentes.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
81
4.4 Água e Sedimentos
O excesso desses contaminantes poderá causar problemas nos filtros e queimadores
bem como formar emulsões de difícil remoção. A presença de água é também uma das
responsáveis pela corrosão nos tanques de estocagem. Na especificação ela é determinada
somando-se os resultados obtidos nos ensaios de Água por Destilação e Sedimentos por
Extração.
4.5 Ponto de Fulgor
É um parâmetro definido como a menor temperatura na qual o produto se vaporiza em
quantidades suficientes para formar com o ar uma mistura capaz de inflamar-se
momentaneamente quando se aplica uma centelha sobre a mesma. É um dado de segurança
para o manuseio do produto e uma ferramenta utilizada para detectar a contaminação do óleo
combustível por produtos mais leves.
4.6 Densidade Relativa a 20/4ºC
É a relação entre a massa específica do produto a 20°C e a massa específica da água a
4°C. Como dado isolado tem pouco significado no que diz respeito ao desempenho de queima
do óleo combustível. No entanto, associado a outras propriedades pode-se determinar o poder
calorifico superior e desta maneira permitir a determinação da eficiência dos equipamentos
onde esta sendo consumido.
4.7 Ponto de Fluidez
É a menor temperatura na qual o óleo combustível flui quando sujeito a resfriamento
sob condições determinadas de teste. Ele estabelece as condições de manuseio e estocagem do
produto. Especificam-se limites variados para esta característica, dependendo das condições
climáticas das regiões, de modo a facilitarem as condições de uso do produto.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
82
4.8 Vanádio
Metal encontrado com freqüência no petróleo, tem especificado seu limite no óleo
combustível para prevenir a formação de depósitos por incrustação nas superfícies externas de
tubos aquecidos. Estes depósitos causam a corrosão e a perda da eficiência térmica dos
equipamentos.
4.9 Métodos e Especificações A verificação das características do óleo combustível é feita mediante o emprego de
Normas Brasileiras Registradas -NBR e Métodos Brasileiros -MB da Associação Brasileira de
Normas Técnicas -ABNT e dos métodos da American Society for Testing and Materials -
ASTM, observando-se sempre os de publicação mais recente. As Tabelas 4.1 e 4.2 expõem as
especificações e normas a serem utilizadas para suas medidas.
Tabela 4.1. Especificação de Óleos Combustíveis MÉTODO TIPO CARACTERÍSTICA UNIDAD
E ABNT ASTM OCB1 OCA1 OCB2 OCA2
Viscosidade Cinemática a 60°C, máx. ou Viscosidade Saybolt Furol a 50°C, máx.
mm²/s (cSt)
SSF
NBR 10441 NBR 5847
MB 326
D445/ D2171
D88
620
600
620
600
960
900
960
900
Enxofre, máx.
%
massa
MB 902
D1552/ D2622/ D4294
1,0
2,5
1,0
2,5
Água e Sedimentos, máx. (2)
%
volume
MB 37 e MB294
D95 e D473
2,0
2,0
2,0
2,0
Ponto de Fulgor, mín.
°C
MB 48
D93
66
66
66
66
Densidade 20/4°C
NBR 7148/ NBR 14065
D1298/ D4052
Anotar
Anotar
Anotar
Anotar
Ponto de Fluidez Superior, máx.
°C
NBR 11349
D97
(3)
(3)
Vanádio, máx.
Mg/kg
D5863/ D5708
200
200
200
200
Fonte: Portaria ANP Nº 80/99,1999.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
83
Observações: (1) Todos os limites especificados são valores absolutos de acordo com a norma ASTM
E 29.
(2) É reportado como teor de água e sedimentos a soma dos resultados dos ensaios de
água por destilação e sedimentos por extração. Uma dedução no volume fornecido deverá ser
feita para toda a água e sedimentos que exceder a 1% vol..
(3) O ponto de fluidez superior deverá ser, no máximo, igual ao indicado na tabela II.
(4) A comercialização de óleos combustíveis com viscosidades e teores de enxofre
diferentes dos indicados nesta tabela deve atender ao disposto no artigo 4º desta Portaria.
Tabela 4.2. Ponto de Fluidez Superior, °C
Unidades da Federação Dez, Jan., Fev., Mar. Abr., Out., Nov. Mai., Jun., Jul., Ago., Set. DF-GO-MG-ES-RJ 27 24 21
SP-MS 24 21 18 PR-SC-RS 21 18 15
demais regiões 27 27 24
Serão analisadas amostras de óleo combustível de cinco bateladas do produto recebido
pela Manaus Energia, sendo que em cada batelada serão coletadas amostras em três pontos:
ponto 1 balsa, ponto 2 entrada no tanque (tanque) e ponto 3 saída do tanque (tubulação).
2o Relatório Quadrimestral TERMA
84
4.10 Resultados preliminares
De acordo com as informações fornecidas pela empresa o óleo combustível utilizado é
do tipo A1 (OCA1). A Tabela 4.3 mostra resultados médios de cinco produtos analisados pelo
laboratório da Refinaria de Manaus REMAN-Petrobrás, o que indica que tais produtos estão
conformes às especificações técnicas estabelecidas pela ANP.
`
Tabela 4.3. Resultados médios de cinco produtos
Parâmetro Método Especificação Resultado Unidade Viscosidade Cinemática a 60°C, máx. NBR 10441 620 251 mm²/s (cSt)
Enxofre, máx. MB 902 2,5 1,3 % massa Água e Sedimentos, máx. *X014 2,0 1,1 % volume Ponto de Fulgor, mín. MB 48 66 88 °C
Densidade Relativa 20/4°C NBR 7148 Anotar 1,0043 Ponto de Fluidez Superior, máx. NBR 11349 24 -9 °C
Vanádio, máx. NBR6919 D86 200 22,4 mg/kg
Observações: - Todos os limites especificados são valores absolutos de acordo com a norma ASTM E29. * X014 = soma do resultado de água por destilação (ASTM D95 ou MB 37) com os resultados de sedimentos por extração (D437)
Alguns resultados obtidos no Laboratório de Combustíveis (LABCEA)/UFAM,
Tabela 4, mostraram que os óleos combustíveis analisados estão conformes às especificações
dentro dos parâmetros analisados.
Tabela 4.4. Resultados para uma amostra dos pontos balsa, tanque e tubulação. Produto: ÓLEO COMBUSTÍVEL A1 Local de amostragem: Usina Manaus Energia – UTE2 Data/hora de amostragem: 27/07/2004 Data/hora de Recebimento: 27/07/2004
Resultado Parâmetro Método Especificação
Balsa Tanque Tubul. Unidade
Enxofre, máx. MB 902 2,5 0,9575 1,0618 1,0571 % massa Ponto de Fulgor, mín. MB 48 66 97 100 103 °C
Densidade Relativa 20/4°C NBR 7148 Anotar 0,9882 0,9872 0,9820 Vanádio, max. NBR6919 200 65 - - mg/kg
2o Relatório Quadrimestral TERMA
85
4.11 Ações a serem implementadas
Pelo planejamento deverão ser analisadas outras quatro amostras de quatro bateladas,
cuja coleta será feita pelo pessoal da empresa e de acordo com a chegada do produto e
disponibilidade. Estas ações estão previstas para o mês de setembro/2004.
4.12 Comentários finais
As análises iniciais das amostras coletadas indicam que o óleo está dentro da
especificação recomendada pela Agencia nacional de Petróleo – ANP. Informações
levantadas dos relatórios de qualidade do óleo fornecidos pelo próprio fornecedor, BR
Distribuidora, indicam que o óleo entregue encontra-se dentro dos padrões limites da ANP.
Contudo, a Usina 2 encontra-se em circunstancia desfavorável neste cenário, pois variações
bruscas em parâmetros do óleo, embora dentro dos limites permissíveis, demandam por
mudanças bruscas no processo operacional da usina, pois a usina não possui condições para
modificações em sua operação.
Um exemplo clássico da situação colocada acima é a da viscosidade, pois quanto maior
a viscosidade do óleo maior será a necessidade de aquecimento do mesmo antes de serem
injetados nas caldeiras. Logo, requer-se um maior monitoramento do óleo para que haja
menor prejuízo na eficiência de operação da usina. Portanto, recomenda-se a continuidade de
análise do óleo no projeto em questão.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
86
5. Análise de Parâmetros Operacionais e Ergonomia
Para a realização de uma intervenção ergonomizadora, será necessária a busca de
informações sobre o funcionamento de uma usina termoelétrica, para melhor compreensão do
processo.
Para observação dos procedimentos realizados na Usina II, será necessário coletar
informações através de entrevistas, fotografias e outros meios para contextualizar os
procedimentos.
Paralelo a coleta de informações, serão analisados os dados coletados, possibilitando a
identificação de possíveis problemas, para que possam ser avaliados.
Fazer as recomendações, de tal forma que possibilite a resolução de problemas
encontrados.
A energia elétrica em Manaus
O serviço de energia elétrica foi instituído pela primeira vez na cidade de Manaus no
ano de 1902 quando uma franquia foi outorgada a uma companhia particular, pelo período de
60 anos para suprir a cidade com serviços de eletricidade e bondes. Em 1918 o contrato foi
transferido para Manaus Tramways & Light Co. Ltda, para a continuidade de operação do
serviço de eletricidade e bondes.
A nova concessionária produzia energia elétrica em corrente contínua para operar o
sistema de bondes e fornecer a energia à cidade. Depois de um longo período de operação
satisfatória, o serviço de eletricidade decaiu. O Governo Estadual cancelou a concessão em 11
de fevereiro de 1950, assumindo o controle daquele serviço.
Um acordo foi assinado em 27 de outubro de 1964, entre os Governos Federal,
Estadual e Municipal para constituir uma companhia de eletricidade de economia mista que
recebeu a denominação de Companhia de Eletricidade de Manaus.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
87
Um breve histórico da Usina II (Mauá)
Os estudos iniciais de viabilidade da construção da Usina II datam de 1969, realizados
pela SELTEC LTDA. Naquela ocasião a potência instalada na cidade era de 21,0 MW e
atendia uma população de 260.000 habitantes.
Neste estudo foram considerados três locais tendo sido escolhido o local atual, com
base em aspectos topográficos, condições do solo, disponibilidade de água para resfriamento,
custo de transporte de combustível, por último, acesso para usina. As alternativas eram o atual
Porto da Ceasa e a terceira uma área localizada acima da antiga Siderama.
As obras de terraplanagem iniciaram em 1970, e em agosto do mesmo ano começaram
as obras civis a cargo a Camargo Corrêa. As montagens eletromecânicas sob responsabilidade
da EBE Engenharia iniciaram em outubro de 1971 começando pelo turbo-geradores.
A unidade 1 entrou em operação comercial no dia 05/08/1973. A usina II foi
inaugurada no dia 15 de novembro de 1973 em ato solene presidido pelo Exmo. Sr. Ministro
das Minas e Energia Antônio Dias Leite Jr.
À época da inauguração da usina a diretoria da CEM tinha na presidência o Sr. Jorge
Augusto de S. Baird enquanto a Diretória Técnica era exercida pelo Engo. Carlos Rocha e a
Diretoria Financeira pelo Sr. Lourival Barreto. A Superintendência da Produção que
englobava as Usinas I e II tinha à frente o Engo. Lourival Filho. A Gerência da Usina II tinha
à frente o Engo. Carlos Nelson Mota, assessorado pelos engenheiros Antonio Marrocos Neto,
Vladimir Paixão e Demósthenes Cavalcante.
Para operar a usina, em 01 de junho de 1972, foram contratados sessenta operadores, a
maioria oriundos da Escola Técnica Federal do Amazonas que se juntaram aos operadores
remanejados da Usina I. O treinamento de capacitação, que foi planejado e ministrado pelo
próprio corpo técnico da empresa, durou oito meses tendo sido concluído em fevereiro de
1973.
Na partida da Usina as turmas de operação tinham os seguintes chefes de turno e
auxiliares:
Turma A Téc. Nelson Vitorino
Circulante Téc. Elias Santos
Turma B Engo. Vladimir Paixão
Circulante Téc. Raimundo Coelho
Turma C Téc. Arlindo Motta
2o Relatório Quadrimestral TERMA
88
Circulante Téc. Simão Benedito
Turma D Engo. Gilson Filho
Circulante Téc. Antonio Augusto
Como parte do projeto da usina, foi construída uma linha de transmissão de 34,5 KV,
escoando a energia produzida na usina para a Subestação de Cachoeirinha e para a Usina
Térmica de Aparecida (Usina I). O Distrito Industrial, em formação naquele período, era
alimentado diretamente pelo barramento de 13,8 KV da Usina II. Isto oferecia maior
confiabilidade na continuidade do fornecimento.
Ampliação da Usina II
O plano de Expansão da empresa para o período de 1975/1980 contemplou a
ampliação da Usina II com a montagem das unidades 3 e 4 com capacidade de 50,0 MW cada.
A unidade 3 entrou em operação comercial no dia 27/06/1977 enquanto a unidade 4, no dia
04/09/1977. Esta ampliação foi inaugurada no 04/11/1977 pelo Exmo. Sr. Presidente da
República, Gal. Ernesto Gaisel. Fizeram parte deste plano a construção das Subestações do V-
8, Aparecida, Flores, Ponta Negra, e Distrito Industrial e de duas linhas de transmissão
interligando estas subestações.
Funcionamento de uma caldeira para geração de energia elétrica
Para o presente trabalho, é necessário o conhecimento do funcionamento de uma
caldeira, para que se possa identificar e compreender seus sistemas e subsistemas. Pois não
adianta centrar a análise numa área específica, pois uma caldeira é um sistema integrado em
que cada subsistema interage com os outros.
Se entende por caldeira de vapor, todo recipiente fechado, cujo objetivo seja a
produção de vapor de água com pressão superior à atmosférica, para seu emprego em geração
de energia.
Excetuam-se: 1°. As caldeiras de baixa pressão sempre que estiver prevista uma
comunicação com a atmosfera cuja altura seja no máximo a 5m e que não possa ser fechado.
2°. As caldeiras pequenas com superfícies de aquecimento e tensão do vapor que não
2o Relatório Quadrimestral TERMA
89
ultrapasse respectivamente, valores de 1/10mª e 2atm. E devem ser providas de uma válvula
de segurança, para funcionamento seguro e eficaz.
A função principal de caldeira é converter a energia química de um combustível. Em
trabalho útil e empregar este trabalho na propulsão de navios, geração de energia elétrica.
O combustível, do qual provém a energia utilizada, pode-se apresentar sob várias
formas, tais como carvão, lenha, óleo, gasolina, hidrogênio, etc. O combustível é queimado
nas fornalhas das caldeiras, desprendendo calor. Este é transmitido à água, gerando vapor,
cuja energia térmica é convertida em trabalho útil nas máquinas. Em qualquer caso, o
combustível é queimado no interior da própria máquina, para produzir o trabalho desejado. As
máquinas deste último tipo são denominadas máquinas de combustão interna. As máquinas de
combustão externa são as máquinas de vapor.
A água de alimentação é aquecida no tubulão de vapor e no feixe tubular da caldeira e
é transformada em vapor. Este vapor que passam pelo superaquecedor e recebe uma
quantidade adicional de vapor (vapor principal) vai ter à turbina de alta pressão e depois à
turbina de baixa pressão, onde a energia do vapor é convertida em energia mecânica ou
trabalho. A pressão e a temperatura do vapor caem, à proporção que ele se expande nos vários
estágios das turbinas de alta e baixa pressão. Ele é finalmente descarregado no condensador
principal, onde entra em contato com tubos, por dentro dos quais circula água. A água esfria
os tubos e o vapor se condensa, à proporção que entra em contato com eles. Quando o vapor
se transforma em água, em virtude da condensação, o seu volume é muito diminuído. Dessa
diminuição de volume resulta um vácuo no condensador, que é mantido pelo ejetor de ar.
Como a máquina descarrega num meio de pressão mais baixa, produz mais trabalho. O vapor
condensado, chamado simplesmente de condensado, é aspirado pela bomba de extração do
condensado, mandado para o condensador do ejetor de ar, onde é aquecido pelo vapor usado
no ejetor de ar, que se condensa e vai ter no tanque de desarejamento. No tanque de
desarejamento o condensado é aquecido pelo vapor de descarga das auxiliares e desarejado
(remoção de ar) por meios mecânicos. O condensado constitui, assim a água de alimentação,
cuja pressão é aumentada ao passar por uma bomba de recalque. A seguir vai ter a aspiração
da bomba de alimentação. Assim a bomba de alimentação aspira da rede de recalque e
descarrega a água de alimentação, sob pressão superior à pressão da caldeira, no
economizador da mesma. No economizador, a temperatura da água de alimentação aumenta
ainda mais, antes de ser descarregada no tubulão de vapor, de modo a recomeçar o ciclo. O
suplemento da alimentação é introduzido no sistema do condensador principal. Ele repõe a
2o Relatório Quadrimestral TERMA
90
água perdida por fugas, no funcionamento do apito e na sereia, no espelho de ramonagem e
nas válvulas de escape e segurança.
Deve-se observar que estas são apenas as partes essenciais de uma instalação de vapor.
Para complementar a instalação, há uma série de sistemas adicionais, tais como: rede de vapor
auxiliar, rede de descarga das auxiliares, rede de água de resfriamento, rede de óleo
combustível, e rede óleo lubrificante. Há necessidade de uma série de unidades adicionais
para melhorar o rendimento e para facilitar o controle do funcionamento.
Limitações à capacidade das caldeiras
A capacidade de uma caldeira é definida com o débito de vapor (expresso usualmente
em kg de água vaporizada por hora) de que a caldeira é capaz, trabalhando sob determinadas
condições de água de alimentação, suprimento de combustível e ar, a título de vapor
produzido. Para uma dada caldeira, a capacidade é limitada por três elementos principalmente
de funcionamento, a saber:
a) Circulação de água.
b) Arrastamento d’água pelo vapor.
c) Grau de combustão
Quando o débito de vapor de uma caldeira é aumentado, atinge-se um ponto além do
qual se torna impossível qualquer aumento, em virtude dos limites próprios da caldeira e
referentes a um ou mais desses três elementos. Este ponto é chamado o limite parcial, para o
elemento particular do funcionamento, que determina o débito de vapor da caldeira
considerada. O limite final é definido como o débito de vapor, na ocasião em que é alcançado
o limite parcial em questão.
Circulação de água
Nas caldeiras aquatubulares, a água circula em um ou mais circuitos fechados,
formados pelos tubulões, tubos, lâminas e outras partes semelhantes, constituindo um
conjunto que varia com o tipo de caldeira.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
91
Na figura representa esquematicamente os circuitos da água e vapor, numa caldeira de
três tubulões, do tipo expresso.
Cada feixe tubular consiste de vinte a trinta fiadas de tubos, dos quais a fiada A,
representada na figura, está exposta diretamente ao calor irradiado tanto das paredes como do
piso da fornalha e as chamas e gases quentes da combustão, provenientes da queima do
combustível. A fiada Z está protegida desta irradiação pelas fiadas intermediárias de tubos, e
recebe calor por convecção e condução, dos gases relativamente mais frios que passam
através do feixe tubular.
A água entra no tubulão de vapor e, quando a caldeira está fria, desce, pelo feixe
tubular, para os tubulões d’água, enchendo-os, bem como os tubos. O suprimento de água de
alimentação para a caldeira é regulado, de modo a manter a água sempre num determinado
nível, dentro do tubulão de vapor.
Quando a caldeira é acesa, o calor se transmite ao feixe tubular, a água nele contida se
aquece e, portanto, tem sua densidade reduzida. Uma vez que os tubos, nas proximidades da
fiada A. Recebem o calor mais intenso, forma-se vapor primeiramente nessas fiadas, e as
bolhas de vapor sobem, através dos tubos, até o tubulão superior. A água contida nos tubos
próximos da fiada Z, estando exposta aos gases mais frios da combustão, permanece
relativamente fria. Existe, pois uma diferença de densidade entre a água e o vapor contidos
nas fiadas próximas da fornalha e a água existente nas fiadas mais afastadas dela. A diferença
de densidade traz, como resultado, uma corrente ascendente de água e vapor na fiada A e uma
corrente descendente de água na fiada Z, o que ocasiona uma circulação contínua de água,
através dos circuitos da caldeira. A fim de manter em alto grau a transmissão de calor das
fases da combustão para a água, através das paredes dos tubos, esta circulação deve ser
suficientemente rápida, para remover a água do lado das paredes dos tubos e assim, reduzir ao
mínimo a película de água e vapor que aí se forma. Além disso, uma vez que o grau de
transmissão de calor por irradiação aos tubos é alto, deve ser mantida uma circulação contínua
de água através de todos os tubos expostos ao calor irradiado e em quantidade suficiente para
remover o calor, tão logo seja ele recebido, a fim de evitar superaquecimento dos tubos.
Quanto menor o tubo, maior será a razão entre a área de superfície geradora e o volume
d’água contido e, portanto, maior será o grau de vaporização e a quantidade de vapor em
relação à água no interior do tubo. O tamanho mínimo do tubo, abaixo do qual a razão entre o
vapor e a água se torna proibitiva, é determinado, para cada tipo de caldeira, pela experiência
e provas de laboratório.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
92
A quantidade de calor liberado, ou o grau de combustão, determinam na fornalha o
grau de produção de vapor nos tubos. Nos baixos graus de combustão e, portanto, quando o
volume de gases é pequeno, o calor irradiado das paredes da fornalha tem um efeito
preponderante. Os gases se resfriam rapidamente, quando passam pelo feixe tubular, e o vapor
é formado apenas nas primeiras fiadas de tubos, mais próximos da fornalha. A água e o vapor
sobem nesses tubos e a água desce em todos os outros, em quantidade suficiente para
equilibrar a corrente ascendente de água e vapor nas fiadas geradoras. Quando se aumenta o
grau de combustão, aumenta também a quantidade de gases através do feixe tubular. O efeito
da irradiação do calor da fornalha não é muito aumentado, mas a temperatura dos gases é mais
elevada. Esses acréscimos no fluxo dos gases da combustão e na temperatura aumentarão a
quantidade de calor transmitida aos tubos. Este aumento é muito maior nas fiadas de tubos
mais próximas da fornalha do que nas mais afastadas, de modo que aumenta o número de
tubos circulados por água e vapor em ascensão, enquanto que diminui o número dos que são
percorridos apenas pela água que desce.
Com o aumento sucessivo do grau de combustão, o número de tubos geradores se
torna cada vez maior, reduzindo o número daqueles por onde desce a água, até ser atingido
um ponto em que a quantidade de água que desce é insuficiente para equilibrar a quantidade
de água e vapor que sobe. Nesta ocasião alguns tubos próximos da fornalha se tornam secos,
são superaquecidos e se inutilizam, isto é, são fundidos. Esta condição constitui o limite para
a circulação.
A fim de aumentar o débito de vapor de uma caldeira além do limite descrito acima, é
necessário aumentar o volume do fluxo descendente de água. Isto é conseguido por meio dos
tubos de retorno, que são grossos (75 mm ou mais de diâmetro), ligando os tubulões de vapor
e água e localizados por fora do invólucro que envolve a fornalha e os tubos geradores, de tal
forma, que eles não recebam calor dos gases da combustão.
Instalando-se um número suficiente de tubos de retorno de tamanho adequado, o grau
de combustão e, por conseguinte, a formação de vapor, pode ser aumentada, até que todos os
tubos menores se tornem tubos geradores, com corrente ascendentes de água e vapor, uma vez
que toda circulação descendente d’água será feita nos tubos de retorno.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
93
Limite para a umidade contida no vapor
Á proporção que o vapor se forma nos tubos de uma caldeira aquatubular, também se
formam bolhas de vapor que sobem rapidamente pelo interior dos tubos, e são descarregadas,
pela sua extremidade superior, no interior do tubulão de vapor, abaixo do nível d’ água.
Quando as bolhas sobem, através da água, elas rebentam na superfície, com certa violência,
dependendo da rapidez da circulação nos circuitos da caldeira. O vapor, assim libertado, tende
a levar consigo algumas partículas de unidade. O vapor é coletado pelo tubo secador, um
grande tubo que percorre o tubulão de vapor no sentido longitudinal, tão próximo quanto
possível da parte superior, e tendo pequenos orifícios ou rasgos estreitos abertos ao longo de
sua parte superior. Esta disposição faz com que o vapor sofra uma mudança brusca de direção.
Quando penetra nas aberturas da parte superior do tubo secador. Disto resulta a separação de
parte da umidade por ação da força centrífuga, antes de o vapor deixar a caldeira. O vapor sai
da caldeira, através canalizações ligadas ao tubo secador, e vai até as máquinas, passando
antes pelo superaquecedor.
O vapor úmido é indesejável porque alguma matéria insolúvel, que possa existir na
água da caldeira, é levada com a umidade e depositada nos tubos do superaquecedor, onde se
forma uma película incrustante resistente ao calor. A umidade pode também formar
incrustações no espelhamento das turbinas e outras partes da instalação, onde causa corrosão,
erosão e, possivelmente, desequilíbrio nas partes rotativas rigorosamente balanceadas. A
eliminação da unidade, levada pelo vapor ao deixar as caldeiras, é, portanto, um assunto de
importância considerável.
Numa caldeira que tem um grande tubulão de vapor e, como conseqüência, uma
grande superfície líquida, a separação da umidade do vapor é um problema relativamente
simples.
A capacidade de uma caldeira pode ser limitada, portanto pela excessiva umidade
arrastada, se o débito de vapor é aumentado, além de um certo valor máximo, e este ponto
determina o limite para a umidade arrastada pelo vapor. A fim de manter este limite tão alto
quanto possível, isto é, permitir um alto débito de vapor, sem arrastamento excessivo de
umidade. São instalados, nas caldeiras modernas, aparelhos especiais, como diafragmas,
separadores (câmaras centrífugas) e anteparos, para segurar a umidade do vapor, antes dele
entrar no tubo secador.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
94
Limite para combustão
Combustão é a rápida união química do oxigênio com outros elementos, resultando na
produção de calor.
Qualquer substância, que contenha elementos que se combinem assim rapidamente
com oxigênio, é uma substância combustível, e se uma tal substância se presta a produzir
calor, para fins úteis, é chamada simplesmente de combustível. Os combustíveis mais comuns
são madeira, carvão, óleos e gases de várias espécies, e derivados destas substâncias, como
álcool, gasolina, carvão de madeira, coque, etc.
O processo de queima do óleo na fornalha de uma caldeira depende dos seguintes
fatores: Aquecer o óleo a uma certa temperatura, que depende das características do óleo que
está sendo usado.
Enviar o óleo aquecido, sob pressão, para o interior da fornalha, através de um
aparelho chamado pulverizador, que transforma o óleo num jato finamente subdividido.
Enviar ar sob pressão para o interior da fornalha de tal maneira, que se forma uma
corrente giratória, que circunde o óleo pulverizado e com ele se misture completamente.
O ar fornece o oxigênio necessário para manter a combustão do óleo. Se o combustível
e o ar são misturados intimamente, em proporções corretas e na temperatura apropriada, se
processará uma combustão completa, isto é, todos os elementos combustíveis, que constituem
o óleo, combinar-se-ão completamente co o oxigênio do ar, os gases resultantes da combustão
não conterão produtos não queimados, e será desenvolvida na fornalha a quantidade máxima
de calor.
Conquanto seja uma operação relativamente simples forçar para o interior da fornalha
uma quantidade suficiente de ar, é um problema obter-se a mistura íntima do ar e do óleo nas
proporções corretas, é necessária uma certa quantidade de excesso de ar, para conseguir este
resultado. As temperaturas do ar e do óleo são mantidas suficientemente altas para produzir a
combustão, pelo calor da própria combustão e pelo calor irradiado das paredes e do piso da
fornalha.
A velocidade dos gases da combustão é mantida alta pela diferença de pressão que
existe entre a fornalha e o topo da chaminé, e pela área, através da qual os gases devem
passar, limitados pelos espaços entre os tubos, desde a fornalha até a chaminé.
Se o ar combustível não se misturarem inteiramente nas devidas proporções, no
interior da fornalha, a combustão será incompleta, e o óleo não queimado será levado com os
2o Relatório Quadrimestral TERMA
95
gases da combustão, que se resfriam, quando cedem calor aos tubos da caldeira. Quando os
gases atingem os tubos, o óleo não queimado forma fuligem sobre eles, e esta fuligem
aumenta a resistência à transmissão de calor aos tubos, aumentando ainda mais a perda já
ocorrida pela combustão incompleta.
Sob grandes cargas na fornalha, isto é, sob alto grau de combustão, e
conseqüentemente alta velocidade dos gases, passando através dos feixes tubulares, caixa de
fumaça e chaminé o óleo e o ar podem não misturar intimamente. Neste caso pode acontecer
que a mistura só venha a ocorrer depôs de terem deixado a fornalha, numa temperatura
suficientemente alta, capaz de ocasionar a queima do óleo, produzindo a chamada combustão
secundária no interior do feixe tubular, na caixa de fumaça ou até mesmo a base da chaminé.
Isto resulta e, temperatura excessivamente alta na chaminé, com a conseqüente perda de calor,
e, em casos extremos, pode ocasionar emissão de chamas pela chaminé, produzindo avarias
na mesma e perigo para áreas próximas. Este fato geralmente ocorre nas caldeiras que
possuem diafragmas nos feixes tubulares ou registros na caixa de fumaça, que restringem o
livre fluxo dos gases. Isto concorre para prejudicar a absorção uniforme de calor, sobre as
superfícies de aquecimento, perda de calor pela chaminé e conseqüente diminuição do
rendimento da caldeira. O fato pode ser evitado, fornecendo-se um suprimento de ar
adequado, de tal forma introduzido na caldeira, fazendo com que haja uma mistura completa
do óleo com ar.
A pulverização completa do combustível e a sua mistura íntima com quantidade
correta de ar, a fim de produzir uma combustão perfeita, são funções dos aparelhos
queimadores de óleo.
A queima normal de óleo e a distribuição correta do calor produzido desta maneira, de
modo que as perdas devidas à combustão imperfeita sejam mantidas no mínimo, dependem do
tipo de fornalha, feixe tubular e caixa de fumaça. Estas perdas dependem também de uma
condução apropriada, no que diz respeito às temperaturas e pressões de ar e de óleo.
A quantidade máxima de óleo que pode ser própria e eficientemente queimada numa
caldeira, é limitada pela quantidade de ar que pode ser introduzida na fornalha, pela
capacidade do aparelho de queima em misturar este ar com o óleo.
Numa caldeira convenientemente projetada, o limite para a combustão deve ocorrer
num débito de vapor mais baixo do que o limite para a unidade contida no vapor, e o último
deve ocorrer antes que seja alcançado o limite para a circulação.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
96
5.1 Critérios para uma boa operação da caldeira
A observação da aparência da chama, junto com a observação da fumaça, é uma boa
referência para se ter um bom rendimento na fornalha.
Se a chama está branca e brilhante e se pode ver as paredes da fornalha com facilidade
através dela, há excesso de ar.
A medida em que se reduz o excesso de ar, a cor da chama na parte de trás da fornalha
vai se tornando amarelada e daí para laranja-amarelada e, finalmente, laranja-avermelhada.
De um modo geral, para uma instalação bem projetada e em boas condições de manutenção, a
parte das chamas mais afastada dos queimadores deve ser laranja-amarelada ou dourada. Os
gases da combustão são invisíveis e as paredes da fornalha são pouco visíveis.
Quando a razão de combustão está muito grande e as chamas ocupam toda fornalha, a
temperatura muito alta impede que se façam essas observações de cor. De qualquer modo,
uma cor branca incandescente ainda será indicada somente por um redução no brilho da
chama branca. A presença de água no óleo, ou de um tubo vaporizador também fazem com
que a chama fique branca brilhante.
A cor da fumaça é menos conclusiva, no que diz respeito a excesso de ar presente.
Uma fumaça clara pode indicar um pequeno excesso ou um excesso de até 300%. O ideal é
analisar-se a fumaça e manter-se a análise dentro dos seguintes valores: Grande conteúdo de
“CO2“, muito pouco oxigênio e nenhum “CO2”. Por exemplo, 14,7% de “CO2“, 1,8% de
“O”, 0% de “CO“.
Uma boa prática e reduzir o excesso de ar até que a fumaça adquira o aspecto de uma
leve névoa marrom-claro.
É sempre bom lembrar que a presença de fumaça escura não significa necessariamente
ar insuficiente ou excesso de “CO“. Outras causas, como pulverização deficiente, mistura de
ar e combustível mal feita e óleo atingindo as superfícies dos tubos, também provocam o
aparecimento de fumaça escura. Os defeitos dessa natureza devem se eliminados antes de se
tentar uma regulagem nos queimadores. A fumaça resultante desses defeitos é geralmente
mais irregular do que a provocada pela falta de ar. Um operador com prática pode reconhecer
os dois tipos.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
97
Figura 5.1 – Fumaça escura indicação de problemas na queima do óleo combustível
A fumaça branca é quase sempre o resultado de uma operação descuidada – representa
um grande excesso de ar. Pode também significar que a caldeira está com grandes
vazamentos. Os depósitos de fuligem muito intensos sempre estão juntos com fumaça preta,
qualquer que seja o combustível usado. Estes depósitos de fuligem podem ser atribuídos a
várias causas, tais como: pouco ar para a combustão, pulverizadores deficientes ou em mal
estado, óleo muito viscoso, queimadores mal ajustados ou óleo sujo.
Quando aparece a formação de carvão nas aberturas dos queimadores, há duas causas
possíveis: ou o queimador esta muito recuado dentro do registro ou o cone de refratário esta
irregular. De qualquer modo, o óleo vai bater nas paredes do registro e ai se carbonizara. Pode
ainda acontecer que a velocidade do ar, entrando na fornalha, seja suficientemente grande
para centrifugar a chama. Isso ocorrera se a pressão de ar for muito grande e os registros
estiverem muito fechados. Nesse caso, o óleo não queimado pode pingar para o lado de fora
da caldeira o que resultara em risco de incêndio.
Tais depósitos são atribuídos ao óleo que atinge os tubos ou as paredes da fornalha
antes que tenha tido tempo para queimar. Tal tipo de operação defeituosa e mais freqüente
com o uso de óleos leves e, se a causa não for o projeto mal feito da caldeira, será devida a
falhas do operador. No fim das contas, as causas serão as mesmas que provocam o
aparecimento de fumaça preta, ou seja, mistura deficiente de combustível e ar. A causa mais
freqüente e o posicionamento incorreto dos maçaricos. Algumas vezes a causa do deposito de
carvão deve-se a entrada de excesso de ar em volta do cone de óleo, que resfria a chama de tal
maneira que a combustão só terá realmente inicio mais para dentro da fornalha. Resulta daí
que partículas de óleo não queimado, da parte mais externa do cone de óleo conseguem
atingir as paredes, pisos e tubos da parte da frente da fornalha e, desta forma, são resfriadas
antes de atingirem a temperatura de ignição.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
98
Ramonagem (sopragem de fuligem)
Chama-se de ramonagem o procedimento que consiste em remover a fuligem
depositada nos tubos da caldeira por meio de um jato de vapor. Para proporcionar esse jato
existem diversos dispositivos adequados que consistem basicamente em tubo co perfurações,
no qual se admite vapor. Esse tubo pode ser retrátil ou fixo no interior da fornalha. No caso de
tubos retrateis, deve-se ter especial atenção para recolher o aparelho de remoção de fuligem,
logo que termine sua utilização. Algumas caldeiras têm válvulas automáticas que só permitem
a passagem de vapor quando o tubo esta em posição, e deste modo obrigam o operador a
retirar o tubo da fornalha para interromper a passagem de vapor. A freqüência com que deve
ser feita a limpeza depende do tipo de caldeira e das condições de queima. De qualquer
modo, pelo menos uma vez por dia deve ser executado o procedimento. Nas caldeiras em que
tenha mais de um aparelho de recuação, inicie o processo pelo aparelho mais próximo do
economizador, passando em seguida ao aparelho mais baixo e subindo daí em diante, ate
chegar outra vez ao economizador. Aumentar a pressão da fornalha, de modo que a fuligem
seja expulsa pela chaminé.
5.2 Características técnicas das Unidades Geradoras da Usina
Cada unidade tem a capacidade máxima de produzir 35MW (Mega Watt´s) de energia
elétrica, utilizando óleo combustível.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
99
Figura 5.2 – Corte da caldeira utilizada pelas unidades geradoras 1 e 2
As unidades 3 e 4 produzem cada uma o máximo de 50MW (Mega Watt´s), são
maiores do que as unidades 1 e 2 e apresentam o dobro da altura e também o dobro de
queimadores, sendo o total de seis.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
100
Figura 5.3 – Corte da caldeira utilizada pelas unidades geradoras 3 e 4
5.3 Apreciação ergonômica do sistema homem-tarefa-máquina
A apreciação ergonômica será feita principalmente nas operações realizadas nas
caldeiras das unidades 1, 2, 3 e 4. Serão observados os principais problemas operacionais
divididos em duas etapas que consistem em:
• Operações de Partida da caldeira;
• Operações diárias de manutenção e conservação das mesmas.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
101
Será feita uma exploração sobre as atividades realizadas no sistema, além de tentar
reconhecer problemas ergonômicos que podem ser interfaciais, informacionais/visuais,
comunicacionas, físico-ambientais, espaciais e químico-ambientais. Estes problemas para
melhor entendimento serão classificados da seguinte forma:
Problemas Caracterização Interfacial Posturas inadequadas, através de inadequações do campo de
visão, do envoltório acional, posicionamento de componentes dos sistemas, com prejuízos para os sistemas muscular e esquelético do operador.
Informacionais/Visuais Deficiência na identificação de informações em instrumentos de medidas, resultante da má visibilidade, legibilidade e compreensibilidade de signos visuais, com prejuízos para a percepção e para tomadas de decisões.
Comunicacionais Má audibilidade das mensagens telefônicas transmitidas aos
operadores.
Espacial/arquitetural Deficiência de fluxo, circulação, isolamento, má aeração, insolação, isolamento acústico e térmico em função dos materiais de acabamento empregado.
Físico-ambientais Temperatura, ruído, iluminação e vibração.
Químico-ambientais Partículas e elementos tóxicos em concentração no ar acima
dos limites permitidos. Uma unidade a vapor pode ser considerada um sistema, integrado por diversos
subsistemas tais como: o condensador, turbina, superaquecedores, reservatórios de
combustível, linha de vapor de serviço e etc. No fluxograma do ciclo térmico da unidade 1 e
2, visto na figura 5.4, tem-se uma idéia das partes dos sistema e está destacado o subsistema
onde serão analisadas as tarefas.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
102
35°C
27°C
ÁGUA DO RIO NEGRO
V. PARADA
VÁL
360°F - 1400 PSI
8" 1020 PSI - 905 °F
90Kg/cm2185°C
CALDEIRA
SUPER-AR
ÓLEO
IGNIÇÃO
AQUECEDOR
180.000 LB/HR
654
55°C
BOMBAS DECONDENSADO
12"
8"
6"
4"
2° EXTRAÇÃO 600°F - 80 PSI
1° EXTRAÇÃO 600°F - 180 PSI
POÇO QUENTE
110°FCONDENSADOR
EXAUSTÃO
TURBO-GERADOR
DA CALDEIRABOMBAS DE ALIMENTAÇÃO
3" E
XTRA
ÇÃO
280
°F -
25 P
SI
4" E
XTRA
ÇÃO
200
°F CICLO
TÉRMICO
110°F
ÁGUA DO CICLOE AQUECER ACONDENSADOR CRIAR VÁCUO NO
EJETOR DE SERVIÇO
AQUECEDOR DE BAIXA 200°F - 37 Cm Hg
280°F - 25 PSIAQUECEDOR DE BAIXA
320°F - 95 PSIDESAERADOR
REMOVEROXIGÊNIO
DISSOLVIDO
AQUECEDOR DE ALTA 365°F - 1400 PSI
DA CALDEIRAALIMENTAÇÃO
AGUA DE
37 C
m H
g
N°2
N°1
N°4
Figura 5.4 – Ciclo térmico das unidades 1 e 2, com destaque do subsistema onde serão analisadas as tarefas
O objeto de estudo do presente trabalho deverá considerar principalmente as operações
ligadas a postos que operem diretamente nas caldeiras das unidades 1, 2, 3 e 4. Outra
consideração é que o trabalho realizado na unidade 1 é válida para unidade 2 em virtude da
similaridade física dos dois sistemas, o mesmo vale para unidade 3 e 4.
Análise das operações de partida da caldeira
A seguir está relacionada, uma seqüência de operações para colocar uma unidade em
uso, no caso será descrita a unidade 2, mas os mesmos procedimentos servem para o restante
das unidades, com apenas algumas pequenas variações.
Uma caldeira só é parada em caso de manutenção, o procedimento para acender uma
caldeira leva em média de quatro a seis horas e é necessário o trabalho de no mínimo duas
pessoas, mas normalmente é realizado por uma equipe, que utiliza um manual de instruções e
conta com um operador mais experiente.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
103
Esta seqüência também serve para mostrar de forma genérica como são realizadas as
tarefas na caldeira, além de ferramentas e equipamentos utilizados pelos operadores.
Um erro nos procedimentos descritos a seguir, podem comprometer a eficiência do
sistema causando emissões e até acidentes por isso a importância da descrição da mesma.
Operações realizados para dar partida à caldeira
1 - Certificar-se de que todas as janelas de inspeção e portas de visitas estão fechadas.
Figura 5.5 – Verificação do fechamento das janelas de inspeção
Esta verificação serve para garantir que não haja nenhuma pessoa trabalhando dentro
da caldeira no momento do acendimento da mesma.
2 - Abrir todas as válvulas de bloqueio dos dispositivos de supervisão e controle.
Figura 5.6 – Operador abrindo as válvulas dos dispositivos de supervisão e controle
2o Relatório Quadrimestral TERMA
104
3 - Fechar os drenos relacionados com a água de caldeira.
Figura 5.7 – Operador fechando válvula dos drenos de água da caldeira 4 - Fechar as válvulas manuais de óleo e de vapor dos queimadores.
Figura 5.8 – Fechamento das válvulas de óleo e vapor dos queimadores
Esta operação é realizada com uma certa constância e o operador precisa curvar o
tronco ou agachar para realizar a tarefa.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
105
5 - Abrir os suspiros do tambor superior da caldeira, seperaquecedor secundário e da
linha de vapor principal.
Figura 5.9 – Abertura dos suspiros da caldeira 6 - Abrir os drenos dos coletores do superaquecedores primários e secundários.
Figura 5.10 – Abertura dos drenos dos coletores dos superaquecedores da caldeira
Tarefa comprometida pela presença de um painel logo acima da válvula, dificultando
o manuseio da mesma.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
106
7 - Abrir as válvulas de água de resfriamento e verificar o nível de óleo lubrificante
dos mancais e do motor do VTF (Ventilador de Tiragem Forçada).
Figura 5.11 – Abertura das válvulas de água de resfriamento do VTF
Figura 5.12 – Verificação do nível de óleo dos mancais do VTF
8 - Abrir as válvulas de água de resfriamento dos mancais do aquecedor de ar
regenerativo.
9 - Ligar o Aquecedor de Ar Regenerativo (Operação no Painel).
2o Relatório Quadrimestral TERMA
107
10 - Ligar a chave de energização do painel da caldeira.
Figura 5.13 – Operador ligando a chave de energização do painel da caldeira
Procedimentos para purgar a caldeira
11 - Ligar o Ventilador de Tiragem Forçada.
Figura 5.14 – Vista geral do VTF (Ventilador de Tiragem Forçada)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
108
12 - Abrir as aletas de sucção do VTF até obter um fluxo de ar maior que 30%
(Operação no Painel).
Figura 5.15 – Vista em detalhe das aletas do VTF (Ventilador de Tiragem Forçada)
13 - Ligar o Ventilador de Ignitor.
Figura 5.16 – Vista em detalhe do ventilador do ignitor
14 - Certificar-se de que o nível do tambor está na faixa normal.
Figura 5.17 – Verificação no nível do tambor da caldeira
2o Relatório Quadrimestral TERMA
109
15 - Certificar-se de que todas as válvulas manuais de óleo e de vapor de atomização
para os queimadores estão fechadas.
16 - Ajustar o time de purga em 5 minutos.
Figura 5.18 – Vista do time localizado dentro do painel próximo aos queimadores
17 - Quando a lâmpada “Permissão” acender, acionar a botoeira de início de purga da
caldeira.
Figura 5.19 – Vista do painel de comando dos sistemas elétricos da caldeira
Procedimentos para acendimento do ignitor da caldeira
18 - Após a purga, colocar as aletas de sucção do VTF, na posição de ar fogo baixo
(5%) (Operação no Painel).
2o Relatório Quadrimestral TERMA
110
19 - Abrir a válvula de ar de atomização do Ignitor.
Figura 5.20 – Abertura da válvula de atomização do ignitor
A válvula está numa disposição que dificulta seu manuseio, fazendo com que o
operador fique em posições desfavoráveis para realizar a tarefa.
20 - Ligar a bomba de óleo de ignição.
21 - Armar a válvula de corte do óleo de ignição IOHTV (Válvula de corte de óleo de
ignição).
Figura 5.21 – Vista em detalhe da válvula de corte do óleo de ignição
2o Relatório Quadrimestral TERMA
111
22 - Acionar a botoeira de acendimento do ignitor.
Figura 5.22 – Vista do botão de acionamento do ignitor
Procedimentos para acendimento da caldeira com óleo de
aquecimento
23 - Ligar a bomba de óleo de aquecimento (Operação no Painel).
24 - Colocar na placa do queimador n°3, um maçarico próprio para queimar óleo
diesel.
Figura 5.23 – Maçarico para queima de óleo diesel sendo colocado no queimador
25 - Abrir a válvula manual de ar de atomização do queimador.
Figura 5.24 – Válvula de ar de atomização do queimador
2o Relatório Quadrimestral TERMA
112
26 - Armar a válvula de corte do óleo de aquecimento WUIOHTV (Válvula de corte
do óleo de aquecimento).
Figura 5.25 – Armação da válvula de corte de óleo de aquecimento
27 - Acender o queimador abrindo parcialmente a válvula manual de óleo de
aquecimento do queimador n°3.
Figura 5.26 – Abertura da válvula de óleo de aquecimento
Nota: Enquanto a caldeira estiver acesa com óleo de aquecimento as aletas do VTF e a
válvula controladora de fluxo de óleo não poderão sair da posição de “Fogo Baixo”.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
113
Procedimentos após o acendimento da caldeira com óleo de
aquecimento
28 - Abrir parcialmente a válvula de dreno da linha de vapor principal.
Figura 5.27 – Abertura da válvula de dreno da linha de vapor
29 - Controlar a elevação da pressão no tambor superior da caldeira de acordo com a
curva de partida da caldeira pela abertura e fechamento da válvula manual do queimador
aceso com óleo de aquecimento (Operação no Painel).
30 - Quando a pressão no tambor superior da caldeira atingir 2,0Kg/cm2 . Fechar o
suspiro do tambor superior e superaquecedor secundário e da linha de vapor principal
(Operação no Painel).
31 - Fechar os drenos dos coletores de entrada e saída do superaquecedor primário.
32 - Fechar o dreno do coletor de entrada do superaquecedor secundário.
Figura 5.28 – Fechamento da válvula do dreno do coletor do superaquecedor
Válvula está cercada de estruturas que dificultam seu manuseio.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
114
33 - Quando a pressão no tambor superior da caldeira atingir 20,0Kg/cm2. Colocar em
operação o sistema de vapor auxiliar em operação abrindo as válvulas de bloqueio da PCV-2
(Válvula Controladora de pressão).
Figura 5.29 – Abertura da válvula controladora de pressão
34 - Abrir a válvula de alimentação do barrilete principal do vapor de aquecimento.
Figura 5.30 – Abertura da válvula do barrilete principal de vapor
35 - Abrir a válvula de admissão de vapor para ao desaerador.
Figura 5.31 – Abertura da válvula de vapor para o desaerador
2o Relatório Quadrimestral TERMA
115
36 - Colocar em operação o pré-aquecedor de ar a vapor e controlar a temperatura
média em torno de 114 °C.
37 - Quando o nível do tambor superior da caldeira começar a decrescer, ligar a
Bomba de Condensado e em seguida a BAC (Bomba de Alimentação da Caldeira).
38 - Após a partida da BAC, controlar a temperatura do vapor principal pela estação
de dessuperaquecimento (Operação no Painel).
Procedimentos para acender a caldeira com óleo combustível 39 - Admitir vapor para o tanque diário de óleo e controlar a temperatura do óleo em
50°C.
Figura 5.32 – Admissão de vapor no tanque diário
40 - Abrir a válvula de bloqueio na saída do tanque diário.
Figura 5.33 – Abertura da válvula de bloqueio na saída do tanque diário
2o Relatório Quadrimestral TERMA
116
41 - Certificar-se de que a válvula de retorno de óleo para o tanque está aberta.
Figura 5.34 – Verificação da abertura da válvula de retorno de óleo para o tanque
42 - Preparar as operações das BOC (Bombas de Óleo Combustível) a ser ligada.
Figura 5.35 – Verificação do sistema para ligar as bombas de óleo combustível
43 - Colocar em operação um dos aquecedores de óleo combustível.
Figura 5.36 – Abrir válvula para um dos aquecedores de óleo combustível
44 - Armar a OHTV (Válvula de Corte de Óleo Principal) – Operação no painel.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
117
45 - Abrir 20% a FCV-6 (válvula controladora de fluxo de óleo).
Figura 5.37 – Abertura em 20% da válvula controladora de fluxo de óleo
46 - Abrir a válvula manual de recirculação de óleo.
Figura 5.38 – Abertura da válvula de recirculação de óleo
47 - Ligar a bomba de óleo combustível e controlar a temperatura do óleo em torno de
110°C.
48 - Colocar um maçarico na placa do queimador a ser aceso.
Figura 5.39 – Colocação do maçarico na placa do queimador a ser aceso
2o Relatório Quadrimestral TERMA
118
49 - Drenar a linha e colocar em operação o sistema de vapor de atomização, abrindo
as válvulas de bloqueio da controladora de pressão PVC-7. Manter a pressão em torno de
16Kg/cm2
50 - Quando a temperatura do óleo atingir 100°C colocar a válvula controladora de
fluxo de óleo FCV-6 na posição de fogo baixo.
Figura 5.40 – Verificação da temperatura do óleo que deve ficar em torno de 100˙
51 - Fechar a válvula manual de recirculação de óleo.
Figura 5.41 – Fechamento da válvula de recirculação de óleo
52 - Acender a queimador escolhido abrindo primeiramente a válvula do vapor de
atomização e depois, lentamente a válvula manual do óleo.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
119
Procedimento após o acendimento da caldeira com óleo combustível
53 - Controlar a elevação da pressão do tambor superior da caldeira através dos
controladores de fluxo de ar óleo no BTG, obedecendo a curva do gráfico de partida da
caldeira (Operação no Painel).
54 - Apagar o queimador n°3. aceso com óleo de aquecimento.
Figura 5.42 – Fechamento de válvulas para apagar o queimador aceso com óleo de aquecimento
55 - Desarmar a válvula de corte de óleo de aquecimento WUIOHTV.
56 - Abrir por um minuto a válvula de vapor de lavagem do queimador do óleo de
aquecimento.
57 - Fechar a válvula de ar de atomização do queimador de óleo de aquecimento.
58 - Retirar o maçarico da placa substituindo-o por outro com bico próprio para
queima de óleo combustível.
Figura 5.43 – Troca do maçarico de óleo de aquecimento por um de óleo combustível
59 - Retirar de operação a bomba de óleo de aquecimento (Operação no Painel).
2o Relatório Quadrimestral TERMA
120
60 - Durante a elevação da rotação da turbina ajustar a taxa de fogo para manter
estável a pressão e temperatura do vapor e a temperatura dos gases de saída da caldeira
(Operação no Painel).
Este levantamento fotográfico foi realizado no dia 03 de março de 2004, no turno
matutino e vespertino. As tarefas foram realizadas pelos seguintes operadores:
Wellison Souza – Operador de caldeira, Turma E (matutino).
Francisco de Assis F. Souza – Operador de caldeira, Turma D (vespertino).
PAINEL GERAL
Figura 5.44 – Vista do painel de comando geral da Usina
Figura 5.45 – Vista do segundo painel de comando geral da Usina
2o Relatório Quadrimestral TERMA
121
Quase todos equipamentos são monitorados pelos painéis centrais, que comandam as
operações realizadas nas unidades. Deste ponto se tem uma visão geral do funcionamento das
caldeiras, que é complementada com vistoria feita pelos operadores no sistema, onde são
relatados á sala de controle para avaliação e decisão dos procedimentos a serem realizados.
5.4 Análise das operações diárias de manutenção e conservação das
caldeiras
Para um mapeamento ergonômico dos problemas encontrados no sistema, serão
delimitadas as principais rotinas realizadas pelos operadores, que podem causar emissões,
comprometendo a eficiência do sistema. Estas operações se encaixa nos critérios para uma
boa operação da caldeira vistos no item 2 deste trabalho.
Estas operações são:
• Sopragem de fuligem;
• Limpeza de filtros;
• Troca de maçarico;
• Limpeza dos maçaricos;
• Verificação do sistema.
5.4.1 Seqüência do processo de sopragem de fuligem na unidade I
1 - Dreno da linha de vapor para retirada de condensado, tempo de cinco minutos.
Figura 5.46 – Vista do segundo painel de comando geral da Usina
2o Relatório Quadrimestral TERMA
122
A válvula é aberta com a utilização de uma ferramenta que auxilia à abertura da
mesma. É necessário o precisa estar debruçado para a operação, devido à válvula estar a 30cm
do piso, porém é uma operação breve.
2 - Válvula para retirar o condensado da linha de vapor.
Figura 5.47 – Abrir válvula para retirada do condensado que se acumula na linha de vapor
Esta operação está confortável, o operador realiza a tarefa numa posição favorável,
pois a válvula encontra-se numa altura adequada.
3 - Admitir o vapor
Figura 5.48 – Abertura da válvula que admite vapor na linha
É realizada a abertura da válvula que fica na mesma linha da válvula anterior, o que
faz com que o operador se mantenha praticamente na mesma postura, não havendo muito
constrangimento na operação.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
123
4 - Fechar o vapor
A mesma operação da figura 5.46, onde é fechado o dreno da linha de vapor.
5 - Admitir 20Kg de vapor (abrir válvula e olhar o manômetro)
Figura 5.49 – Abertura da válvula observando a indicação de 20kg no manômetro
Nesta operação há um problema em relação à leitura do manômetro, que fica obstruído
por um tubo, fazendo com que haja um deslocamento do tronco do operador para abrir/fechar
a válvula e observar a leitura no mostrador do instrumento. Há a situação em que o operador
precisa andar um pouco para à esquerda para enxergar o mostrador e volte para manipular a
válvula, o que causa constrangimento na operação.
6 - Ligar o aparelho de sopragem por 20 minutos.
Figura 5.50 – Acionamento do aparelho de sopragem de fuligem
2o Relatório Quadrimestral TERMA
124
É ligado o sistema do soprador de fuligem do aquecedor de ar regenerativo através de
um painel com um botão, na qual há uma luz, o operador aguarda num período de vinte
minutos para completar a operação.
A função desta tarefa é desobstruir a saída/entrada da fornalha da caldeira.
7 - Abrir válvula de sopragem do aquecedor de ar regenerativo.
Figura 5.51 – Abertura da válvula de sopragem do aquecedor de ar regenerativo
Abertura normal de válvula, que está instalada numa altura adequada, um problema
encontrado é o acesso em que as válvulas ficam instaladas entre dois suportes de sustentação
de equipamentos da caldeira.
8 - Acionar o IK-01 abrir a válvula (fazer a sopragem)
9 - Fechar o IK-01 fechar a válvula (parar a sopragem)
Figura 5.52 – Fechamento da válvula que paralisa a sopragem no IK-01
2o Relatório Quadrimestral TERMA
125
10 - Abrir o IK-02 (botão – também no superaquecedor na parte de superior).
Figura 5.53 – Acionamento do botão para fazer a sopragem no superaquecedor superior
O momento crítico nesta operação, é que o operador deve ficar atento ao eixo que faz
a sopragem de fuligem, pois se a mesma apresentar algum problema de admissão de vapor,
quando for realizado o retorno do eixo, este pode voltar empenado por causa do excesso de
calor.
11 - Abrir válvula do soprador R2.
Figura 5.54 – Abrir válvula do soprador R2
Mesma operação vista na figura 5.52.
12 - Abrir válvula do soprador R1.
Operação semelhante ao da figura 5.53.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
126
13 - Fechar válvula do soprador R1.
Figura 5.55 – Fechamento da válvula do soprador R1
Válvula com problema de vazamento de vapor na graxeta, o que requer atenção do
operador, pois o vapor se condensa em água quente e em contato prolongado pode causar
queimaduras nos braços ou nos olhos do operador se este estiver sem os óculos de proteção.
14 - Abrir a válvula do soprador e acionar o botão do motor do mesmo, esta operação
é realizada em cada soprador de fuligem.
É dado um tempo para a sopragem e em seguida o botão é novamente acionado e a
válvula é fechada, esta operação obedece a uma seqüência, conforme podemos observar na
figura 5.56.
Figura 5.56 – Operador abrindo válvula de admissão de vapor e apoiado no painel de acionamento do
sistema elétrico
2o Relatório Quadrimestral TERMA
127
Há um sério comprometimento na tarefa, pois os painéis elétricos para acionamento
dos motores do sistema de injeção de vapor, ficam na frente das válvulas de admissão de
vapor, o que causa desconforto no acionamento das mesmas.
Os painéis citados estão apoiados na estrutura de uma passarela de manutenção dos
sopradores. Dentro dos painéis encontramos apenas um botão e uma lâmpada piloto, ou seja,
um painel muito grande para pouco equipamento.
Nota: Os óculos de segurança não estão sendo usados no momento pelo funcionário
por falta do acessório na empresa encarregada.
15 - Painel de controle dos sopradores de fuligem.
Figura 5.57 – Painel que alimenta o sistema elétrico do processo de sopragem de fuligem
Conforme podemos observar na figura 5.57, o piso encontra-se encharcado, num local
que se opera com energia elétrica, pondo em risco a segurança do operador, em que num dia
de chuva o mesmo estiver molhado e for operar o painel, corre um sério risco de acidente.
16 - Anunciar término da sopragem.
Figura 5.58 – Operador utilizando o telefone para anunciar o término da operação
2o Relatório Quadrimestral TERMA
128
Ao termino da operação de sopragem de fuligem o operador se dirige ao telefone mais
próximo e anuncia a conclusão da tarefa.
Esta operação de sopragem de fuligem foi realizada na caldeira da unidade número 2,
no dia 03/06/2004 no turno da manhã.
A sopragem de fuligem na unidade 1 é igual ao da unidade 2 mostrada nas figuras. Os
mesmos procedimentos são realizados durante a noite, que tem uma boa iluminação, não
causando constrangimentos operacionais, sendo considerado apenas os problemas descritos na
análise já realizada.
Nas unidades 3 e 4 a sopragem de fuligem é toda automática, sendo comandada pelo
painel de controle, o operador apenas verifica se tudo está em ordem no funcionamento do
equipamento e avisa se houver algo de errado, através do sistema de telefone interno.
No momento da sopragem de fuligem de qualquer unidade, é expelida pela chaminé
uma grande quantidade de partículas, sendo obrigatório o uso de óculos, porém os operadores
podem estar respirando partículas não visíveis e que podem ser nocivas a longo prazo, tendo
em vista que esta operação é realizada diariamente.
Uma observação importante é que as partículas são ácidas e podem ser sentidas quando
entram em contato com a pele úmida pela transpiração, onde ocorre coceira que na verdade é
a reação com água do suor, imagine como podem reagir estas partículas com regiões internas
do organismo como: garganta, esôfago, paredes dos pulmões e etc.
Quanto à sinalização as válvulas apresentam estampas no próprio metal, indicando o
sentido de manipulação e estão destacados na figura 5.59. A sinalização no sentido de abrir e
fechar, obedecem ao estereótipo, ou seja, para abrir o ser humano naturalmente tende a girar
no sentido ante-horário e para fechar gira no sentido horário. Outra maneira de se observar à
abertura deste tipo de válvula é olhar a base, se estiver alongada, significa que está aberta, se
pelo contrário estiver curto, então a mesma encontra-se fechada.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
129
Figura 5.59 – Válvula com indicação do sentido de operação (abrir/fechar)
5.4.2 Limpeza dos filtros
Antes de começar a fazer uma análise do procedimento de limpeza dos filtros é
necessário dar uma breve explicação sobre os tipos de filtros utilizados na usina. Existem
basicamente dois tipos que são: Sistema de filtro com fuso central e sistema de filtro com
parafusos
O sistema com fuso central agiliza bastante o processo de limpeza do filtro, não
necessitando de ferramentas especiais, apenas um tubo de metal para encaixar na alavanca na
base do fuso.
Consiste numa barra metálica com a extremidade articulada presa ao filtro, a outra
extremidade e encaixada num suporte. O centro da barra possui um fuso central, que ao ser
girado, pressiona a tampa de maneira uniforme até haver uma completa vedação do sistema.
Desta forma abre-se ou fecha-se o filtro com relativa facilidade.
Figura 5.60 – Válvula com indicação do sentido de operação (abrir/fechar)
2o Relatório Quadrimestral TERMA
130
O sistema de filtros com parafusos possui alguns inconvenientes para operações
diárias, pois para retirar o filtro é necessário afrouxar todos os parafusos o que consome
tempo. Outro problema é a uniformização do aperto no momento da montagem que deve ser
realizado de maneira uniforme para evitar empenamento da tampa ou danificação do anel de
vedação do filtro. Para isso é necessária uma ferramenta especial, de preferência um
torquímetro, para garantir precisão no aperto.
A vantagem em relação ao sistema com fuso central é que este sistema garante uma
melhor vedação.
Uma característica comum aos dois sistemas é a alavanca de mudança de fluxo do óleo
que deve esta sempre apontada para o filtro que está em uso, evitando assim que o operador
abra o filtro com óleo quente e pressurizado, o que pode ocasionar um sério acidente.
Figura 5.61 – Sistema de filtro com parafuso utilizado na unidade 3 e 4
Figura 5.62 – Sistema de filtro com parafusos utilizando nos tanques de uso diário
2o Relatório Quadrimestral TERMA
131
O local onde é realiza a limpeza dos filtros das unidades 1 e 2, é diferente do local
utilizado pelas unidades 3 e 4, por isso serão analisados separadamente, o único ponto em
comum são os locais onde é apanhado e despejado o óleo diesel utilizado na limpeza, além da
estopa utilizada para ajuda a limpar os filtros e as mãos do operador.
Serão feitas análises no momento da limpeza dos filtros da unidade 3 e 4 e
posteriormente das unidades 1 e 2.
1 - O operador apanha o óleo diesel com um balde, abrindo uma válvula da linha de
óleo diesel do sistema. Esta válvula fica próxima a caldeira da unidade 4.
Figura 5.63 – Operador apanhando óleo diesel para limpeza dos filtros
O operador assume uma postura incorreta em função da altura da válvula, porém esta é
uma operação breve. Se a válvula for colocada numa altura maior, haverá respingo de óleo
diesel.
2 - Local onde estão localizados os filtros da unidade 4.
Figura 5.64 – Local onde estão localizados os filtros da unidade 4
2o Relatório Quadrimestral TERMA
132
3 - Operador abrindo a válvula do equalizador e retirando os parafusos dos filtros.
Figura 5.65 – Abertura da válvula do equalizador Figura 5.66 – Abertura da tampa do filtro
Esta tarefa é realizada com certa dificuldade em função do espaço disponível ao
operador, que fica cercado por tubos, tendo pouca área de manobra de ferramentas e restrita
liberdade de movimentos.
4 - Retirada dos filtros
Figura 5.67 – Operador retirando os filtros
Depois de retirada a tampa, retira-se os filtros com cuidado para que o mesmo não
respingue óleo combustível e para não amassar, pois o mesmo é feito de alumínio e é frágil.
Podemos observar que o operador tem contato direto com o óleo, não dispondo de
proteção para as mãos.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
133
Na figura 5.67, é possível ver a tampa removida e o suporte para puxar os filtros para
fora.
5 - Lavagem dos filtros com óleo diesel
Figura 5.68 – Desmontagem dos filtros
Figura 5.69 – Lavagem do filtro interno Figura 5.70 – Lavagem do filtro externo
Nesta seqüência de fotografias podemos observar o posicionamento do operador que
fica em posição desconfortável no momento da lavagem dos filtros, esta operação leva de
cinco a dez minutos. Outro problema e o direto do operador com o óleo diesel que segundo
entrevista com os funcionários podem causar manchas na pele, queda de pêlos, além do odor
que fica por tempo prolongado nas mãos.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
134
6 - Filtros limpos
Figura 5.71 – Detalhe dos filtros depois de lavados
Com os filtro limpos, estes são remontados e ficam em estado de espera até o próximo
turno quando o mesmo será usado, ou seja fica de reserva, com isso sempre o fluxo de óleo
combustível utilizará filtros limpos, por isso a importância de uma boa realização desta tarefa.
7 - Após o termino da limpeza dos filtros, o operador joga o óleo diesel usado num
recipiente que é bombeado para um tanque que é reaproveitado.
Figura 5.72 – Operador jogando óleo utilizado na limpeza dos filtros num recipiente de
reaproveitamento
Este recipiente fica próximo a caldeira da unidade 2 e é utilizado para coletar o óleo
diesel usado na limpeza dos filtros de todas as caldeiras. Com isso há um problema em
2o Relatório Quadrimestral TERMA
135
relação ao deslocamento que o operador deve fazer trazendo os baldes com óleo usado nas
caldeiras 3 e 4, que ficam a aproximadamente 100m de distância.
Há também o problema do trânsito de baldes nos locais de operação, que se houver
uma emergência, serão abandonado em qualquer lugar, podendo atrapalhar outras tarefas e até
causar acidentes.
8 - Local onde estão localizados os filtros das unidades 1 e 2.
Figura 5.73 – Operador preparando material para limpeza dos filtros da unidade 2
9 - Abertura da válvula do eqüalizador e da tampa do filtro.
Figura 5.74 – Operador abrindo a válvula do equalizador
2o Relatório Quadrimestral TERMA
136
Figura 5.75 – Abertura da tampa do filtro
Estas operações estão comprometidas pela presença de um tubo de óleo que passa bem
na frente do filtro o que dificulta a realização das tarefas.
10 - Lavagem dos filtros.
Figura 5.76 – Operador lavando os filtros
Na limpeza dos filtros das unidades 1 e 2, ocorre o mesmo problema das unidades 3 e 4
em que o operador trabalha com posturas inadequadas e em contato direto com o óleo diesel.
Além disso, o operador fica exposto ao tempo, gerando dois problemas, quando o dia
está ensolarado, há o desconforto térmico provocado pelo calor, quando está chovendo temos
também o problema da adição de água que pode comprometer a limpeza dos filtros.
As operações que são realizadas durante o dia são iguais às realizadas durante a noite,
que apesar do sistema ser escuro, tem uma boa visibilidade, conforme podemos observar nas
2o Relatório Quadrimestral TERMA
137
figuras 5.77 e 5.78, e tem os mesmos problemas. Inclusive o operador está colocando o filtro
de volta e apertando a tampa com as mãos ainda sujas de óleo.
Figura 5.77 – Operador colocando os filtros no lugar
Figura 5.78 – Operador apertando o fuso central da tampa do filtro
5.4.3 Troca dos maçaricos das Unidades Geradoras
Para esclarecimento prévio, um queimador é o local onde é colocado o maçarico que
serve para pulverizar o óleo combustível através de pressão ou injeção de ar comprimido,
propiciando a combustão da mistura ar-óleo combustível no interior da fornalha.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
138
As unidades geradoras 1 e 2 possuem apenas três queimadores, o que torna bem mais
simples a operação, porém sua extração é manual, o que requer a aplicação de força quando
esta está travada por acúmulo de crosta de óleo na base do equipamento.
A seguir veremos a seqüência.
1 - Retirada dos maçaricos para limpeza.
Figura 5.79 – Operador puxando o maçarico Figura 5.80 – Chamas e fumaça saindo do queimador
Problemas encontrados: Equipamento de proteção inadequado. O operador utiliza
apenas luva e óculos de proteção, ficando antebraço e o restante do rosto descoberto, correndo
risco de queimaduras.
Quando o maçarico emperra no queimador, como aconteceu no momento da retiradas
das fotos, não há uma ferramenta específica para desprender o maçarico. É utilizada qualquer
barra de metal para martelar a base do maçarico a fim de soltar possíveis acúmulos de óleo.
Esta operação é realizada somente durante o dia a não ser em casos de emergência.
2 - Local onde são colocados maçaricos e um ignitor, usados como reserva.
Figura 5.81 – Operador retirando um ignitor de reserva
2o Relatório Quadrimestral TERMA
139
3 - Local onde são guardados os maçaricos e ignitor de reserva.
Figura 5.82 – Bandeja contendo maçaricos e um ignitor de reserva
Figura 5.83 – Base da bandeja com furos para encaixe dos maçaricos
Figura 5.84 – Suporte superior da bandeja também com furos para encaixe dos maçaricos
O suporte mostrado na seqüência de fotografias está com maçaricos de reserva que
serão utilizados no turno, estão limpos e preparados para o uso imediato, há maçaricos de óleo
combustível, um para partida com óleo diesel e um ignitor.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
140
Um problema detectado neste sistema é que esta base não tem encaixe próprio para o
ignitor, isto é visto em detalhe na figura 5.84, este equipamento está mal apoiado na parte
superior do suporte, correndo o risco de se soltar e provocar dano ao equipamento e acidentar
alguém, caso alguém desavisado esbarre no mesmo.
Este local está a uma distância de aproximadamente quinze metros da caldeira,
facilitando a substituição em caso de troca de qualquer um destes equipamentos.
Os maçaricos que são colocados neste suporte, são apanhados também em outro
suporte que fica próximo ao galpão onde é realizada sua limpeza. Este suporte pode ser visto
na figura 5.105 e está a uma distância de aproximadamente 80m, e o operador traz cada
maçaricos no ombro, colocando em risco o equipamento e outros funcionários.
Cada caldeira das unidades 3 e 4 possuem seis queimadores, sendo dois grupos com
três queimadores no mezanino inferior e três no mezanino superior.
A seguir veremos uma seqüência de operações de retirada de maçaricos no mezanino
inferior.
4 - Retira do maçarico
Figura 5.85 – Operador retirando o maçarico do queimador no mezanino inferior
2o Relatório Quadrimestral TERMA
141
Figura 5.86 – Operador com o maçarico fora do queimador
Nas figuras acima podemos observar que o ambiente próximo a fornalha é bastante
quente, fazendo com que o operador molhe a camisa de suor, causando um desconforto
térmico.
5 - Destravamento do queimador
Os queimadores possuem extratores automáticos, através de canhões pneumáticos,
mesmo assim há travamentos na retirada dos maçaricos.
Figura 5.87 – Sacola com ferramentas Figura 5.88 – Operador martelando o queimador
Quando se faz necessário o uso de ferramentas, o operador utiliza um saco com
chaves, martelo etc., este que fica num armário distante do ponto de operação e é em certos
momentos dividido com outros operadores, causando atraso na operação além da
possibilidade de se danificar o equipamento com o uso de ferramentas impróprias.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
142
Figura 5.89 – Operador retirando o maçarico, fica exposto ao calor liberado pela fornalha
Outro problema é a falta de equipamento de segurança, como a falta de mangote ou
bata para proteção dos braços e máscara que proteja o rosto do operador.
6 - Local onde são colocados os maçaricos usados
Figura 5.90 – O guarda-corpo sendo utilizado como suporte para os maçaricos que saem da caldeira
Os maçaricos que saem das de suas bases são apoiados no guarda-corpo até que
esfriem. O problema é que ficam na passagem, pois esta é uma área de circulação, podendo
em caso de emergência causar tropeços.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
143
7 - Local de guarda dos maçaricos de reserva.
Figura 5.91 – Operador retirando um maçarico do suporte
Figura 5.92 – Operador precisa fazer vários desvios para completar a tarefa
Os maçaricos de reserva ficam guardados num suporte por trás de uma bancada de
difícil acesso conforme podemos observar nas figuras 5.91 e 5.92.
Para retirada de um maçarico o operador precisa suspender e girar, para desviar da
bancada na parte inferior e desviar do leito de cabos que fica na parte superior, esta manobra
toma tempo e requer cuidado dobrado do operador para não danificar o equipamento ou
causar um acidente.
A seguir serão vistas as operações para retirada de maçaricos no mezanino superior.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
144
8 - Transporte de maçaricos até o mezanino superior.
Figura 5.93 – Operador levando através das escadas um maçarico até o mezanino superior
O mezanino superior não possui um suporte para guarda dos maçaricos de reserva,
sendo necessário que os mesmos sejam transportados através das escadas, conforme podemos
ver na figura 5.93.
O operador precisa transportar com cuidado, principalmente nas curvas, onde há
necessidade de desviar as extremidades do equipamento em relação à escada. Esta operação
requer habilidade e atenção do operador para não provocar acidentes.
9 - Local onde são colocados provisoriamente os maçaricos de reserva.
Figura 5.94 – Operador apoiando um maçarico sobre uma bancada improvisada
Os maçaricos são colocados numa bancada metálica, sem nenhum apoio lateral o que
pode provocar a queda do equipamento pondo em risco o equipamento ou podendo machucar
alguém.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
145
10 - Retirada dos maçaricos no mezanino superior
Figura 5.95 – Operador retirando um maçarico no mezanino superior
Os problemas que ocorrem no queimadores do mezanino inferior, são novamente
encontrados neste posto de trabalho, como a falta de proteção adequada dos operadores e
excesso de calor ambiental em que os operadores ficam expostos.
5.4.4 Limpeza dos maçaricos.
1 - Suporte onde são colocados os maçaricos que precisam de limpeza.
Figura 5.96 – Suporte com diversos maçaricos que serão limpos posteriormente
Este suporte é utilizado para se colocar os maçaricos das quatro unidades, sendo que
não são todos removidos ao mesmo tempo, mas através de uma programação, para evitar um
acúmulo muito grande de maçaricos que precisam de limpeza.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
146
2 - Local onde é realizada a limpeza dos maçaricos.
Figura 5.97 – Área coberta própria para realização da limpeza dos maçaricos das caldeiras
3 - Armário com ferramentas usadas na limpeza dos queimadores.
Figura 5.98 – Armário onde são guardadas as ferramentas utilizas na limpeza dos maçaricos
Este armário é o local onde são guardadas as ferramentas utilizadas na limpeza dos
queimadores e será transferido para o galpão novo visto na figura 5.98.
Figura 5.99 – Ferramentas utilizadas pelos operadores para limpar os maçaricos
2o Relatório Quadrimestral TERMA
147
Na figura 5.99, estão algumas ferramentas utilizadas para fazer a limpeza, há também
um sistema de ar comprimido para que seja feita a sopragem interna e externa do
queimadores, para garantir sua limpeza.
4 - Bancada de limpeza dos maçaricos.
Figura 5.100 – Bancada onde são apoiados os maçaricos para que seja realizada a tarefa de limpeza
Figura 5.101 – Morsa utilizada para fixar o maçarico na bancada
As fotografias mostram a bancada onde é realizada desmontagem e limpeza dos
queimadores. Antes de ir para bancada o queimador fica de molho numa bandeja contendo
óleo diesel.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
148
5 - Processo de desmontagem de um maçarico.
Figura 5.102 – Chave usada para afrouxar o bico do maçarico
Figura 5.103 – Desmontagem manual das peças do maçarico
Figura 5.104 – Detalhe das peças do bico de um maçarico
Na seqüência de fotografias podemos observar a desmontagem do queimados e ver que
o mesmo é constituído de diversos componentes, que devem ser manuseados com certo
cuidado, pois deles depende uma boa queima do combustível.
Os maçaricos das unidades 3 e 4 são mais fáceis de limpar, pois tem apenas um furo
central que torna prática a limpeza e a montagem. Os maçaricos utilizados nas unidades 1 e 2
têm vários furos e é necessário obedecer a um padrão na montagem, onde envolve o
alinhamento do mesmo.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
149
Um problema encontrado nesta operação é que a tarefa é realizada sem luvas, o
operador fica em contato direto com o óleo combustível.
6 - Suporte para maçaricos limpos.
Figura 5.105 – Operador colocando um maçarico limpo no suporte
Terminada a operação de limpeza dos maçaricos, este são colocados num suporte para
que fiquem disponíveis para o uso.
5.4.5 Verificação do sistema
Cabe ao operador circular toda a caldeira para fazer uma checagem no estado de
funcionamento dos equipamentos. Apesar de haver um monitoramento com alarmes no painel
de controle, este não detecta certos problemas que ficam a cargo do operador.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
150
As atividades de verificação são: verificação no funcionamento das bombas, vazamento
de vapor, medidas de instrumentos, limpeza de bandejas dos queimadores, chama das
caldeiras, desobstrução da entrada do VTF e monitoramento de todo o sistema.
1 - Verificação no funcionamento das bombas.
Figura 5.106-Verificação do funcionamento das bombas através do movimento de seus eixos
A verificação do funcionamento das bombas é realizada observando se o eixo do motor
está girando. Durante o dia não há muita dificuldade para esta observação, o problema é à
noite, que devido a cor escura dos equipamentos e do ambiente não é muito favorável a esta
tarefa, mesmo com o auxílio de uma boa lanterna utilizada pelo operador.
2 - Verificação de vazamentos de vapor.
Figura 5.107 - Exemplo de vazamento de vapor
Quando é encontrado um vazamento na tubulação, o operador avisa ao pessoal de
manutenção, se for um caso que só possa ser consertado com a parada da máquina, é colocado
2o Relatório Quadrimestral TERMA
151
uma etiqueta identificando o problema e é programado em função da manutenção geral do
sistema.
3 - Verificação na medida de instrumentos.
Figura 5.108-Instrumentos com dificuldade de leitura em função da falta do fator de escala
Todos os instrumentos observados, não possuem o fator de escala o que em alguns
casos dificulta bastante a leitura, causando perda de tempo na interpretação da mesma.
Figura 5.109-Lente do instrumento com obstrução de resíduos de cola
Há instrumentos com resíduos obstruindo a leitura e também com a lente sem
transparência adequada o que acaba causando dificuldade na leitura.
Outra dificuldade encontrada é o posicionamento de certos instrumentos que ficam
localizados em local de difícil acesso, obstruído por tubos e equipamentos do sistema.
4 - Limpar as bandejas dos queimadores.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
152
Quando um queimador e retirado, normalmente há sobras de óleo combustível, que e
aparado por uma bandeja, que depois da operação dever ser limpa.
5 - Verificação da chama das caldeiras.
Figura 5.110 - Visualização da chama próximo aos queimadores
Figura 5.111 - Outro ponto de visualização da chama na fornalha
Esta operação é realizada com muita brevidade em função da temperatura em que o
operador fica exposto, apesar de haver um sistema de ventilação da janela, a temperatura é
uma séria restrição.
Outro problema é a postura assumida por causa da posição das janelas que ficam em
locais de difícil acesso.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
153
6 - Desobstruir a entrada do VTF (Ventilador de Tiragem Forçada).
Figura 5.112 - Destaque do plástico que estava na entrada do VTF
O operador deve verificar se não há objetos ou insetos obstruindo a entrada do VTF,
além de verificar o nível de óleo nos mancais.
Nota: o pedaço de plástico encontrado na entrada do VTF figura 5.112, é na verdade
lixo, que foi descartado na própria usina, mas especificamente na área das caldeiras e que foi
sugado pelas correntes de ar existente no local. Na área externa das caldeiras há apenas duas
lixeiras, uma para cada duas caldeiras, conforme podemos ver na figura 5.113, e estão
localizadas no pavimento térreo do prédio da usina.
Figura 5.113 - Lixeira utilizada pelos operadores das unidades 1 e 2
2o Relatório Quadrimestral TERMA
154
7 - Monitoramento de todo o sistema.
Figura 5.114-Verificação do funcionamento de alguns equipamentos através do tato
Para verificação do sistema, o operador deve colocar a mão, para saber se há saída de
ar, indicando o funcionamento normal, porém se houver sucção há problemas no sistema. Este
método não é muito confiável, pois depende basicamente da sensibilidade do operador.
Qualquer anormalidade no sistema deve ser notificada ao chefe de turno para que sejam
tomadas as medidas necessárias para correção do problema.
8 - Local de descanso do operador.
Figura 5.115 - Ponto de descanso e anotações do operador
Local onde são anotadas as ocorrências realizadas no turno de serviço.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
155
5.5 Quadro de formulação dos problemas
Este quadro representa o parecer ergonômico apresentando os problemas encontrados e
sugestões de melhorias preliminares, neste quadro incluem-se também:
• A classe do problema para categorizar o mesmo;
• O problema em si;
• Os constrangimentos da tarefa – que atuam sobre o operador, mas que podem
atingi-lo indiretamente;
• Custos humanos do trabalho – que são as conseqüências físicas e/ou psíquicas
dos constrangimentos – doenças, dores, estresse;
• As disfunções do sistema – que são as conseqüências para a produtividade e
qualidade do sistema de trabalho, resultantes dos constrangimentos da tarefa e
custos humanos;
• As sugestões preliminares de melhoria – que são propostas verbais, ainda
incipientes, para soluções dos problemas e atendimento aos requisitos do
sistema;
• As restrições – que são elementos presentes no ambiente do sistema que
impedem que os problemas sejam solucionados, no caso uma das maiores
preocupações para realização das sugestões são os custos.
5.5.1 Diagnóstico ergonômica
Período de troca dos queimadores é de aproximadamente uma a duas vezes por
semana e seu tempo de limpeza é em média 30 minutos.
O curso básico para treinamento dos operadores é de 140 horas e é realizado na
própria empresa. Mais um curso específico de 70 horas.
Os operadores são contratados por uma empresa terceirizada e possui cinco equipes,
chamada de equipe A, B, C, D e E. A empresa chama-se RJ ENGENHARIA E COMÉRCIO
LTDA.
O turno de trabalho de cada equipe está organizado da seguinte forma:
2o Relatório Quadrimestral TERMA
156
Oito horas de trabalho, oitos horas de folga, seis horas de trabalho, oito horas de folga,
dez horas de trabalho e setenta e oito horas de folga. Este horário permite que sejam
alternados as cinco equipes e mantém o operador descansado para os turnos de trabalho.
O trabalho dos operadores é supervisionado por um chefe de turno que é funcionário
da Manaus Energia.
Os equipamentos de trabalho são fornecidos pela empresa contratada, mas no requisito
segurança, a fiscalização é realizada pela Manaus Energia. Através dos dados coletados nas análises dos procedimentos, resumidos nos quadros
de formulação dos problemas, podemos destacar as principais observações operacionais
levando em consideração a viabilidade para fazer as recomendações ergonômicas.
5.5.2 Recomendações ergonômicas
1) Reposicionar a válvula de atomização do ignitor, pois facilita e agiliza sua
operação, conforme podemos observar na figura 5.20.
2) Reposicionar a válvula de bloqueio do PCV-2, pois conforme podemos verificar,
sua altura é inadequada para manobra. O ideal é que sua altura fique em torno de
120cm (figura 5.29).
3) Adicionar outro manômetro próximo à válvula de admissão de vapor, pois na
atual situação o operador faz esforço desnecessário, atrasando a realização da
tarefa (figura 5.49).
4) Ao operar válvulas com vazamento de vapor, utilizar proteção para evitar
queimaduras (figura 5.55).
5) Retirar os painéis e dimensionar a instalação elétrica em caixas compactas, que
podem ficar fixadas na própria estrutura já que esta sustenta uma passarela útil
ao sistema. Com isso se resolve também o problema da drenagem dos coletores
já que a válvula é obstruída por um destes painéis (figuras 5.10 e 5,56).
6) Manter o piso seco na área próxima ao painel para evitar um acidente caso o
operador esteja molhado e tente manobrar os comandos do painel (figura 5.57).
7) Utilizar no momento da sopragem de fuligem uma máscara que pode ser a
mesma usada por marceneiros para evitar a inspiração de partículas que possam
ser danosas à saúde.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
157
8) Para a operação de lavagem dos filtros, seria necessário desenvolver um sistema
que pudesse transportar com certa comodidade todos os acessórios, inclusive o
óleo diesel, acabando com o uso de baldes e organizando a tarefa. Facilitaria
também o transporte do óleo usado até o recipiente de coleta (figuras 5.68, 5.69,
5.70, 5.71, 5.72, 5.76, 5.77 e 5.78).
9) Para a operação de retirada da tampa do filtro seja ele com porcas ou com fuso
central, padronizar as ferramentas e reeducar os operadores para que sejam
aplicadas de forma correta. O sistema que pode ser desenvolvido para o
transporte dos acessórios de limpeza dos filtros pode também ter um espaço para
guardar as ferramentas utilizadas no trabalho com os filtros.
10) O operador deve trabalhar protegido com luvas de borracha semelhante as que
são usada por lavadeiras, porém de ser resistente e impermeável ao óleo diesel.
Isso evitará que o operador trabalhe em contato direto com o óleo diesel (figuras
5.68, 5.69, 5.70, 5.77 e 5.78).
11) Construir um abrigo próximo aos filtros das unidades 1 e 2 para evitar atrasos da
tarefa em caso de chuva ou sol muito forte (figura 5.73).
12) O operador deve utilizar um mangote ou bata de proteção, além de máscara de
proteção para evitar acidentes durante a retirada de maçaricos dos queimadores
(figuras 5.79, 5.80 e 5.89).
13) Colocar sistema de exaustão para que seja ligado no momento de se realizar as
operações próximas às caldeiras. Este sistema pode garantir a circulação de ar,
melhorando o conforto térmico do ambiente de trabalho (figuras 5.85 e 5.86).
14) Dimensionar e anexar um suporte próprio para o ignitor utilizados nas unidades
1 e 2, para evitar acidentes (figura 5.84).
15) Armário com ferramentas, próximo a cada caldeira para evitar atraso da tarefa
em caso de emergência (figura 5.87).
16) Reservar um local no mezanino inferior para que sejam colocados ou extraídos
com facilidade os queimadores de reserva.
17) Também reservar um local no mezanino superior, acrescentando um abrigo para
os mesmos não sejam molhados em caso de chuva.
18) Utilizar no momento da limpeza dos queimadores luva de algodão, para evitar o
contato direto com óleo diesel ou óleo combustível. As luvas podem ser a mesma
usada por mecânicos (figuras 5.102, 5.103 e 5.104).
2o Relatório Quadrimestral TERMA
158
19) Poderia ser instalado nos motores um sistema de sinalização visual, que pode ser
uma lâmpada piloto, indicando que o motor está energizado, portanto em
funcionamento.
20) Para instrumentos de medida como manômetros, termômetros e etc., de
preferência padronizar as unidades de medida, e em alguns casos em que houver
dificuldade na interpretação da escala, colocar uma etiqueta com o fator de
escala, semelhante ao que é usado em paquímetros.
21) Para uma boa visualização dos instrumentos manter sempre limpo e em
condições de leitura o visor dos mesmos.
22) Para verificação da chama recomenda-se a utilização de um periscópio que deve
ser desenvolvido para encaixar nas janelas de observação das caldeiras, e o
mesmo deve de preferência possuir um filtro translúcido para reduzir a
intensidade da luz da fornalha.
23) Colocar lixeiras em locais estratégicos para evitar que lixo da própria usina seja
levado para o interior das fornalhas das caldeiras.
5.6 Considerações finais
Considerando a complexidade das instalações da usina termelétrica de Mauazinho,
Usina 2 da Manaus Energia, vários parâmetros analisados, tais como execução de tarefas de
controle de instrumentação, e realização de manutenção, incorreram em dificuldades de
registro e análise dos problemas encontrado no levantamento de campo.
Observou-se adaptações em processos de execução de tarefas que trazem desconforto
para os operadores, logo incorrendo em ineficácia nos resultados almejados. Além dos
elementos indicados, as variáveis de operacionalização da usina em turnos diferentes
conduziram na necessidade de prolongamento no fechamento das análises desta etapa do
projeto, além do que a condução de resultados diferenciados dos padrões esperados pelo
estudo da ergonomia resultaram no incremento de tempo de obtenção de conclusões
satisfatórias.
Portanto, em face da diversidade de subsistemas da Usina 2, associado com os
problemas descritos nesta etapa, há corroboração da continuidade da atividade de verificação
da interface homem/máquina, com destaque pela avaliação ergonômica das atividades
desenvolvidas pelos operadores da usina. Assim, é recomendável a permanência desta etapa
até a finalização do projeto.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 159
6. Análise do Processo de Injeção do Combustível
A verificação do processo de combustão é uma das atividades a serem levantadas pelo
projeto. Dado a complexidade do assunto focou-se as ações no estudo dos mecanismos de
spray dos queimadores das máquinas da Usina 2.
No relatório quadrimestral 1 foi apresentado o aparato laboratorial que estará
realizando a verificação dos queimadores das caldeiras da Usina 2, além da função dos
equipamentos e ensaios a serem realizados. Em conformidade com a proposta do projeto
encontra-se em fase de finalização a parceria de trabalho entre UFAM e o Instituto de
Pesquisas Tecnológicas de São Paulo – IPT para a análise do desempenho dos queimadores,
em termos de spray.
No dia 14/09/2004 uma equipe do projeto TERMA, em conjunto com o representante
do IPT, apresentaram para a equipe técnica da Usina 2 as ações a serem efetivadas nesta etapa
do projeto, bem como levantando na usina, parâmetros de destaque para as simulações em
bancada.
O presente item do relatório realiza a apresentação teórica do processo de injeção do
combustível nas caldeiras, fundamentalmente verificando a eficiência da ação de formação da
dispersão do combustível em partículas cada vez menores, e tendo como objetivo alcançar
melhor desempenho na combustão.
6.1 Nebulização do combustível
O propósito principal do processo de nebulização do combustível é a divisão do
líquido em gotas de menor tamanho possível, gerando um fino ‘’spray’’ (5 µm < d < 500 µm).
A divisão proporciona um aumento significativo da área de contato entre combustível e
comburente e como decorrência um aumento nas taxas de evaporação e combustão que
ocorrem na interface líquido-gás.
Para melhor noção, toma-se como exemplo hipotético a divisão de apenas uma gota de
diâmetro inicial D igual a 1 cm em N gotas, todas com mesmo diâmetro final d igual 100 µm,
então:
2o Relatório Quadrimestral TERMA 160
N
D
dDd
gotas= = =
π
π
3
3
3
366
6
10 (1)
Portanto, com a divisão serão geradas 106 gotas a partir de uma única gota. A razão de
áreas superficiais do spray em relação à área da gota será:
spraygota
NdD
= =2
2210 (2)
Ou seja, para o mesmo volume de líquido, com a divisão obtém-se uma área de cerca
de cem vezes maior. Num caso real, onde se produz um spray de diferentes diâmetros de
gotas, é possível dividir um volume de 1 cm3 de líquido em 107 gotas, ou ainda: 1 kg óleo
combustível se expandido em gotas com área superficial total de até 120 m2.
Para isso utilizam-se diferentes princípios e dispositivos desenvolvidos e aplicados aos
diferentes combustíveis (querosene, diesel, óleo combustível, etc.) e equipamentos (caldeiras,
fornos, estufas, etc.) onde são empregados.
6.2 Mecanismos de formação de sprays
Seja qual for o princípio ou dispositivo utilizado, o processo de nebulização ocorre
quando se obtém à saída do bocal através do qual o líquido é injetado, uma película fina de
espessura da ordem de micra (µm). Esta película logo em seguida, torna-se instável
rompendo-se em gotas e placas, sendo que estas últimas, sob a ação da tensão superficial,
adquirem a forma de gotas aproximadamente esféricas. Estes fenômenos ocorrem durante
frações de segundo, logo após o líquido deixar o bocal.
A Figura 6.1 ilustra o processo de formação de um spray ideal obtido a partir de um
jato de água plano escoando em regime laminar. Observa-se que na expansão da película
ocorrem oscilações na superfície que, à medida que a película se expande provoca a
desintegração da mesma formando ligamentos. Estes ligamentos tornam-se instáveis
rompendo-se em segmentos, que sob a ação da tensão superficial, assumem a forma esférica.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 161
.
Figura 6.1 – Fotografia de um spray plano de água em regime laminar
A Figura 6.2 mostra um dos modelos físicos que é considerado no estudo dos
mecanismos de desintegração da película.
.
Figura 6.2 – Modelo físico idealizado do mecanismo de desintegração de um jato plano
A desintegração da película à saída do bico injetor ocorre devido aos seguintes
mecanismos:
• devido às forças de contração exercidas pela tensão superficial que se opõe à
expansão da película;
• devido ao dobramento da película em finas camadas, que se rompem formando
plaquetas que em seguida assumem a forma esférica;
2o Relatório Quadrimestral TERMA 162
• devido à perfuração da película causada pela oscilação de pressão do meio
ambiente onde estão se desenvolvendo; e
• desintegração do jato causado por cisalhamento na interface líquido gás, que age a
partir do momento em que este deixa o bico.
As gotas que constituem o “spray” real, na sua trajetória, até entrarem em combustão,
estão sujeitas a desintegrações devido a colisões entre si, à fricção, à ação da própria tensão
superficial, ao movimento turbulento originado no interior do “spray”, bem como à
coalescência de gotas. A Figura 6.3 ilustra o aspecto de dois “sprays” reais, onde se pode
observar comportamentos distintos no que se refere à distância do bocal onde se dá a
desintegração da película.
Figura 6.3 – Nebulização de glicerina em bocal de nebulização por pressão de líquido
6.3 Caracterização de sprays
O “spray” obtido no processo de nebulização é caracterizado pela sua configuração
espacial (comprimento, largura e ângulo sólido), pela distribuição do líquido na seção
transversal do “spray”, pelo diâmetro médio das gotas e pela uniformidade de tamanho das
mesmas. Estas contribuem para a definição das características da chama obtida (comprimento,
largura, estabilidade, perfil de temperaturas, etc.).
2o Relatório Quadrimestral TERMA 163
As características do “spray” são fortemente dependentes da geometria interna do
bocal nebulizador, das propriedades do líquido e do meio onde é descarregado. Na Figura 6.4
está representado um modelo físico do mecanismo de formação de um “spray”, com os fluxos
de ar que se estabelecem na região onde ocorre a nebulização.
Figura 6.4 – Características gerais de um spray
Observa-se que o escoamento do líquido com alta velocidade induz recirculações
(internas e externas) que alteram a própria configuração do “spray”. O ângulo correspondente
do “spray” não coincide com o ângulo do jato que deixa o bocal. Desta forma, as condições
do ambiente na região onde se desenvolve tem papel fundamental nas suas características.
Dentre as citadas a que melhor caracteriza a qualidade do processo de nebulização é o
diâmetro médio das gotas obtido. Ao diâmetro médio da gota, como será verificado item a
seguir, estão condicionados entre outros, os ritmos de evaporação e combustão, bem como a
formação de resíduos não queimados, e como decorrência destes a eficiência global do
processo de combustão.
O diâmetro médio de gota pode ser determinado utilizando-se qualquer uma das
expressões abaixo, onde ni é o número de gotas com diâmetro di.
dndnmi i
i
= ∑∑
; (média aritmética) (3)
2o Relatório Quadrimestral TERMA 164
dndnmvi i
i
=
∑∑
313
; (v, volume das gotas) (4)
dndnmsi i
i
=
∑∑
212
; (s, área superficial das gotas) (5)
3
4
ii
iimg dn
dnd
∑∑= ; (g, massa das gotas) (6)
dndndm
i i
i ivs
= ∑∑
3
2 ; (v/s, relação volume/área superficial da gota) (7)
Destas expressões a última, (7), é geralmente a mais utilizada para caracterizar um
‘’spray’’, e tem o seguinte significado físico: valor do diâmetro das gotas de um “spray”
teórico, que possua o mesmo volume por unidade de área superficial do “spray” real; dmvs é
denominado SMD (“Sauter Mean Diameter”).
A Figura 6.5 mostra como pode ser representada a distribuição de tamanho de gotas de
um determinado “spray”, a partir de medições de numero de gotas de determinada faixa de
tamanho de gotas.
Figura 6.5 – Representações típicas de distribuição de tamanho de gotas
2o Relatório Quadrimestral TERMA 165
Existem expressões empíricas com as quais é possível determinar o diâmetro médio de
gota a partir das propriedades do líquido (tensão superficial, viscosidade, densidade), das
condições de operação (pressão de injeção do líquido e do meio ambiente), desenvolvidas
para um determinado tipo de bocal nebulizador.
A restrição à utilização de expressões empíricas, é que elas se aplicam somente para os
casos semelhantes àquele experimental a partir do qual foram determinadas. No entanto a
análise ponderada de cada um dos termos das expressões permite verificar os efeitos dos
vários fatores que intervêm no processo de nebulização.
6.4 Princípios de nebulização
Os vários princípios e dispositivos de nebulização utilizados industrialmente,
geralmente são classificados segundo a fonte de energia utilizada para a injeção do líquido
através do bocal, e são divididos em três princípios fundamentais, quais sejam: por pressão de
líquido; com fluido auxiliar ou pneumática (ar ou vapor); híbridos ou combinados (de pressão
de líquido e pneumática) e mecânica com copo rotativo.
Outros princípios e dispositivos existentes alternativos a estes como: choque de jatos,
ultrasom, vibrações não serão tratados aqui, porque ainda não tem utilização industrial
significativa, não merecendo maior atenção neste momento.
A utilização de um ou outro processo para nebulização do combustível depende das
características físicas do líquido, das disponibilidades de energia e de fluidos auxiliares, bem
como do equipamento onde está acoplado o queimador, devendo-se levar em conta muitas
vezes critérios econômicos (custo de energia elétrica, de vapor e ar comprimido) no momento
da escolha do tipo mais adequado à uma aplicação.
6.4.1 Nebulização por pressão de líquido
Bocais de simples orifícios
A película à saída do bocal neste caso é obtida mediante a injeção do líquido sob
pressões relativamente elevadas, 20 a 60 kgf/cm2 em alguns casos mais elevadas, através de
bocais de pequenas dimensões, portanto, a altas velocidades.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 166
A formação e desintegração da película à saída do bocal, dependem essencialmente
dos seguintes fatores: das características geométricas do bocal injetor; da pressão de injeção
do líquido; das propriedades físicas do líquido (viscosidade, tensão superficial) e da pressão
do meio em que está sendo injetado.
Podem ser obtidos sprays de diversos formatos, desde o mais simples, que é o caso do
bocal constituído de um simples orifício, através do qual o líquido é descarregado na forma de
um jato cilíndrico, que expande na forma de cone cheio, Figura 6.6 (a), de um cone oco,
Figura 6 (b), ou ainda na forma de uma película que se expande radialmente, Figura 6 (c). A
desintegração da película em gotas ocorre a certa distância do orifício de descarga,
dependendo do tipo de orifício e das condições de descarga.
Figura 6.6 – Bocais do tipo simples orifício
No caso de bocais de simples orifício a vazão é proporcional à raiz quadrada do
diferencial de pressão do líquido entre montante e jusante do orifício segundo a seguinte
equação:
( )21
2 2 LLoDL PACm ∆= ρ (8)
onde, mL: vazão mássica de líquido [kg/s];
CD: coeficiente de descarga do orifício;
Ao : área transversal do orifício de descarga[m2];
ρL: densidade do líquido [kg/m3];
∆PL: diferencial de pressão do líquido [Pa];
2o Relatório Quadrimestral TERMA 167
O valor de CD mantém-se constante para número de Reynolds acima de 10.000,
assumindo valores que dependem exclusivamente da geometria do bocal como ilustrado na
Figura 6.7.
Na prática para um determinado orifício, mantendo-se constantes as propriedades do
líquido, a expressão pode se escrita da forma:
( )
V21
L CP
m=
∆ (9)
onde, CV : coeficiente de vazão do bocal.
Figura 6.7 – Várias formas de orifícios e correspondentes valores coeficientes de descarga: (a)
CD=0,625; (b) CD=0,87 para ß=20o, CD=0,775 para ß=60o ; (c) CD=0,85; (d) CD=0,865 para ß=11o 40;
(e) CD=0,625
Resultados de várias investigações experimentais demonstraram que o diâmetro médio
de gotas (Sauter Mean Diameter), varia na faixa de 90 a 200µ, dependendo de ∆PL segundo a
expressão abaixo:
71
3V
PCSMD
∆∝ (10)
2o Relatório Quadrimestral TERMA 168
Para injetores de óleo diesel em motores de combustão interna por exemplo a
expressão é bastante similar, levando em conta também as características do meio onde o
líquido é injetado:
(11) SMD V PA= −2330 0 121 0 131 0135ρ , , ∆ L
onde; ρA : densidade do ar (Kg.m-3);
V : vazão volumétrica (m3s-1);
∆P: pressão diferencial (Kgf m-2); e
SMD: diâmetro médio de gota (µm).
Bocais do tipo câmara de rotação (“Pressure Swirl”)
Neste tipo de bocal nebulizador o líquido é introduzido tangencialmente numa câmara
situada imediatamente à montante do orifício de descarga, deixando este na forma de ume
película que se expande na forma de um cone oco, vide Figura 6.8. Esta película, à medida
que se expande, tem sua espessura reduzida desintegrando-se à frente em gotas segundo os
mecanismos citados anteriormente, gerando uma névoa de gotas que constitui o “spray”.
Figura 6.8 – Bocal de nebulização por pressão com câmara de rotação.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 169
A Figura 6.9 ilustra o desenvolvimento do spray à saída do bocal, identificando cinco
estágios diferentes que ocorrem na medida em que se aumenta a pressão de injeção do líquido
no bocal a partir de zero até a pressão de trabalho do bocal: em (a) a pressão é muito próxima
de zero; em (b) o líquido deixa o orifício na forma de um cilindro distorcido; em (c) forma-se
um cone junto do orifício que se contrai sob ação da tensão superficial (“cebola”); em (d) a
película (“tulipa”) rompe-se em gotas formando um “spray grosseiro” e finalmente em (e)
obtém-se o spray plenamente desenvolvido.
Aumento da pressão de injeção
(a) (b) (c) (d) (e)
Figura 6.9 – Estágios do desenvolvimento do spray com o aumento da pressão de injeção do líquido
Para estes tipos de bocais encontram-se na literatura expressões como a equação (12)
para o cálculo do coeficiente de descarga, demonstrando que neste caso este adimensional só
depende da geometria do bocal:
25,0
O
S5,0
OS
pD d
DdD
A35,0C
= (12)
onde: Ds : diâmetro da câmara de rotação;
do : diâmetro do orifício de descarga; e
Ap : área total dos orifícios de entrada da câmara de rotação.
Para bocais deste tipo, a seguinte expressão para estimativas do diâmetro médio de
gotas pode ser considerada como exemplo, dentre vários trabalhos experimentais divulgados:
2o Relatório Quadrimestral TERMA 170
(13) ( )SMD x m PL L L A= − −2 25 10 6 0 25 0 25 0 25 0 50 25
, , , , ,,
σ µ ρ∆
onde: SMD: diâmetro médio de gota (µm);
σ : tensão superficial do líquido (N/m);
µL : viscosidade do líquido (Ns/m2);
mL : vazão mássica de líquido (Kg/s);
∆PL : diferencial de pressão do líquido (Pa); e
ρA : densidade do ar (Kg/m3);
A Figura 6.10 ilustra o desenvolvimento da película no ambiente imediatamente à
saída de um bocal. Os gráficos da Figura 6.11 apresentam curvas de distribuição de tamanho
de gotas obtidas para um determinado bocal de nebulização por pressão de líquido, em que se
pode observar a influência de alguns parâmetros como: pressão de injeção de líquido,
propriedades do líquido e condições do meio onde é injetado.
Figura 6.10 – Aspecto do spray produzido por bocal por pressão de líquido
2o Relatório Quadrimestral TERMA 171
Figura 6.11 – Influência de variáveis na distribuição de tamanho de gotas em bocal de
nebulização por pressão
2o Relatório Quadrimestral TERMA 172
Em ambos os casos, bocal de simples orifício e com câmara de rotação, verifica-se que
a vazão de líquido varia com a raiz quadrada do diferencial de pressão do líquido. As
expressões empíricas de diâmetro médio de gotas indicam por sua vez, que a qualidade de
nebulização é fortemente influenciada pela pressão do líquido.
Como decorrência desta característica deste tipo de bocal, as relações entre as vazões
máximas e mínimas (“turn-down”) são relativamente baixas (1:1,5), frente aos outros
princípios, o que constitui séria restrição à aplicações com grandes variações de carga,
limitando à utilização em instalações que operam próximas à em regime contínuo.
A Figura 6.12 mostra a influência da pressão de injeção e da viscosidade do óleo no
aspecto visual do spray de um determinado bocal de nebulização por pressão de líquido.
Figura 6.12 – Aspecto visual de “spray” obtido com bocal de nebulização por pressão de líquido
2o Relatório Quadrimestral TERMA 173
As relações entre as vazões máximas e mínimas (“turn-down”) que permitem obter
resultados satisfatórios é da ordem de 1:1,5, limitando portanto a utilização em instalações
que operam em regime contínuo de carga, sem grandes variações de carga.
A Figura 6.13 mostra alguns bicos com dispositivos que permitem atuar sobre as áreas
de passagem em função de variações no consumo, com objetivo de ampliar a faixa de
capacidades destes bocais.
Figura 6.13 – Bocais nebulizadores por pressão direta de óleos reguláveis
Com a finalidade de ampliar a faixa de capacidades dos bocais de pressão direta de
óleo, foram desenvolvidos os chamados de nebulização por pressão com retorno. Consiste
basicamente de alimentar-se o bocal com vazão de líquido maior do que a consumida, fazendo
com que o excesso que não foi nebulizado retorne para uma linha de óleo de retorno, dotada
de válvula reguladora de pressão.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 174
Desta forma mantém-se numa câmara de circulação de óleo a montante do orifício,
vazões de líquido que permitem garantir a manutenção das componentes tangenciais de
velocidades na entrada do orifício, mesmo com a redução da vazão de líquido nebulizado. As
variações de vazão de líquido são obtidas atuando-se sobre a válvula reguladora de pressão na
linha de retorno.
Nestes tipos de bocais é possível obter relações entre vazão mínima e máxima da
ordem de 1:3, podendo ser ampliada até 1:8 utilizando-se dispositivos como agulhas que
permitem regular os ângulos de cone dos jatos com a variação de vazão de líquido nebulizado.
A Figura 6.14 mostra bocais típicos de nebulização por pressão de óleo com retorno pelo tubo
central ou pela periferia e do tipo com agulha.
Figura 6.14 – Bocais nebulizadores por pressão de óleo com retorno e agulha de regulagem de ângulo de jato
2o Relatório Quadrimestral TERMA 175
Considerando que este princípio de nebulização, simplesmente por pressão de óleo,
seja por pressão direta ou com retorno, requer pressões elevadas variando na faixa de 14 a 60
kgf/cm2, as dimensões dos orifícios de passagem no bocal são reduzidas, o que requer maiores
preocupações quanto a presença de sólidos e impurezas que podem obstruí-los. Além do que
requer maior precisão dimensional na construção e apresenta maior desgaste na operação.
Os excessos de ar de combustão mínimos que se obtém na queima de óleos
combustíveis residuais com bicos nebulizadores com este princípio é da ordem de 20 a 25%.
A faixa de pressão de óleo, geralmente encontrada, é de 14 a 30 kgf/cm2; no entanto existe
tendência para se operar com pressões de até 60 kgf/cm2 quando se pretende aumentar a faixa
de vazão e ter maiores recursos para controlar as características do jato obtido.
Este princípio de nebulização aplica-se a equipamentos que não sofrem grandes
variações de carga, para grandes consumos de óleo, pelo fato de que para vazões menores
seriam necessários orifícios de reduzidas dimensões.
Existem queimadores automáticos para pequenas capacidades que utilizam este
princípio. Em geral dispõe de dois bicos que funcionam simultaneamente ou independentes,
dependendo da vazão exigida, e são denominados monobloco, pois o ventilador, bomba e
lança porta-bicos nebulizadores constituem um só corpo, e presta-se para queima de óleos de
baixa viscosidade, podendo atingir no máximo a 10-15 cst. Em instalações de maior
capacidade pode-se chegar a viscosidades da ordem de 25 cst.
Nebulização com fluido auxiliar ou pneumática
Na nebulização com fluido auxiliar ou pneumática a injeção do líquido é feita com
pressões relativamente mais baixas do que na nebulização por pressão, com auxílio de um
fluido gasoso (ar ou vapor) que transfere quantidade de movimento ao líquido que está sendo
nebulizado. Neste tipo de nebulização os mecanismos descritos anteriormente para a
desintegração da película são desencadeados pelo fluido auxiliar, iniciando-se em muitos
casos, ainda no interior do próprio bocal.
Existem bocais em que a mistura líquido-fluido auxiliar é feita externamente ao bocal
nebulizador, como é o caso dos bocais da Figura 6.15. Em (a) o líquido deixa o orifício na
forma de um jato cilíndrico que se expande, entrando em contato com o jato de ar que é
introduzido no queimador com pressões máximas relativamente baixas, cerca de 0,16 bar. Em
(b) o líquido entra em contato com o fluido de nebulização já na forma de uma película.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 176
(a)
(b)
Figura 6.15 – Bocais de nebulização com fluido auxiliar de baixa pressão e média pressão. 1 – líquido;
2 – ar; 3 – filme de líquido; 4 – borda de descolamento do filme
Nos bocais das Figuras 6.16 e 6.17 a mistura do fluido de nebulização com o líquido
ocorre no interior do bocal em diferentes configurações. O bocal da Figura 16 (c), usualmente
utilizado em caldeiras e fornos petroquímicos com óleos combustíveis, é denominado do tipo
“câmara de mistura” e opera geralmente com vapor como fluido auxiliar com pressões de até
15 bar. Observando fotografias de alta velocidade com modelos transparentes, foi proposto
que escoamento no interior deste tipo de bocal acontece como o esquema da figura 16.
Figura 6.16 - Bocais de nebulização com fluido auxiliar. 1 – líquido; 2 – ar/vapor; 3 – orifício de
líquido; 4 – orifício de ar/vapor; 5 – câmara de mistura; 6 – orifícios de descarga
2o Relatório Quadrimestral TERMA 177
Figura 6.17 – Modelo do escoamento interno em bocais do tipo câmara de mistura
O bocal da Figura 6.18 é conhecido como do tipo “Y-Jet”, tal como o do tipo “câmara
de mistura”, é também muito utilizado em queimadores de caldeiras e fornos com óleos
combustíveis pesados, operando com pressões máximas de vapor de nebulização e líquido de
cerca de 15 bar.
Figura 6.18 - Bocal nebulizador do tipo “Y-Jet”. 1 – líquido; 2 – ar/vapor; 3 – bocal; 4 – orifícios de descarga
2o Relatório Quadrimestral TERMA 178
Vários trabalhos experimentais foram realizados visando estabelecer relações
empíricas para previsão do diâmetro médio de gota. Wigg continuando experiências iniciadas
por Nukiyama e Tanasawa (1939) com bocais semelhantes aos da Figura 6.14, a obteve a
seguinte expressão:
MMD m mm
hL LL
AA R= +
− −20 10 5 0 1
0 50 1 0 2 0 3 10ν σ, ,
,, , , ,Uρ (14)
onde: MMD - diâmetro médio de gota abaixo do qual está 50% do volume do
líquido (m);
UR - velocidade do ar em relação ao líquido (m/s);
σ- tensão superficial do líquido(Kg/s2);
ρA - densidade do ar (kg/m3) ;
ν - viscosidade cinemática (m2/s);
mL - vazão em massa de líquido (kg/s);
mA - vazão em massa de ar (kg/s); e
h - diâmetro da câmara de mistura (mm).
Esta equação demonstra que o diâmetro médio de gota sofre grandes alterações com a
variação da velocidade relativa entre o fluido auxiliar e o líquido, UR. Em geral para um
determinado bico nebulizador, a velocidade relativa varia com a alteração na relação de vazão
de ar ou de líquido.
Quanto às propriedades do líquido, a viscosidade tem expoente 0,5 enquanto que a
tensão superficial expoente 0,2. Isto se explica pelo fato de que as forças de cisalhamento são
predominantes sobre as forças devido à tensão superficial o que geralmente acontece quando
se tem escoamento com grandes gradientes de velocidades como acontece na interface entre o
fluido auxiliar e o líquido.
Segundo a equação (14), as dimensões geométricas quando alteradas não devem
interferir significativamente na espessura da película, já que h tem expoente igual a 0,1.
Mullinger e Chigier fizeram trabalhos experimentais utilizando métodos fotográficos em
modelo transparente de bocal nebulizador do tipo “Y-Jet”, conforme mostrado na Figura 6.18,
visando determinar as variáveis que interferem no processo de nebulização.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 179
Figura 6.18 – Modelo do processo de nebulização em bocal do tipo “Y-Jet”
Neste modelo o líquido é injetado lateralmente no interior de uma câmara de mistura,
enquanto que o fluido auxiliar, ar comprimido ou vapor, é introduzido pelo centro com
velocidade sônica. Observou-se que o líquido forma um filme anular nas paredes da câmara,
com o jato central escoando com alta velocidade.
A nebulização inicia-se no interior da câmara de mistura, mas a maior porção do
líquido emerge do bocal ainda sob a forma de uma fina película. Esta película desintegra-se
em plaquetas e subseqüentemente em gotas, processo que ocorre até uma distância de
aproximadamente 50 vezes o diâmetro do bocal.
Considerando o escoamento bifásico a montante do orifício de descarga, desprezando
a parcela de pequenas gotas dispersas no gás, a película de óleo é admitida na entrada do
orifício com velocidade mais baixa do que o gás (ar ou vapor), que transfere quantidade de
movimento por difusão turbulenta na interface líquido-gás, conforme esquema da Figura 6.19.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 180
VAPOR / AR
ÓLEO
ÓLEO
A B Figura 6.19 –Modelo de escoamento a montante do orifício de descarga
Em regime permanente a vazão mássica de óleo é dada por ρoVo Aanular , ρo é
densidade do óleo; Vo é a velocidade média de escoamento da película de óleo e Aanular é área
da película na respectiva seção.
Se VoB > VoA , então Aanular B < Aanular A , ou seja a espessura da película se reduz. No
processo de transmissão de quantidade de movimento do gás para o líquido, a viscosidade do
óleo é o coeficiente de proporcionalidade entre a tensão de cisalhamento e o gradiente de
velocidade no perfil de velocidade na película de óleo. Portanto, quanto menor a viscosidade
do óleo, menor será a resistência oferecida à aceleração da película, como decorrência menor
a espessura desta à saída do orifício de descarga, e menor será o diâmetro das gotas geradas a
partir de sua ruptura.
Ao deixar o bocal a película se expande, reduzindo progressivamente a espessura, até
se iniciar o processo de rompimento em ligamentos. Nesta fase a tensão superficial, atua no
sentido de resistir à deformação da superfície livre do líquido. Quanto maior a tensão
superficial do líquido, maiores serão os diâmetros médios das gotas formadas.
Os resultados obtidos no modelo de Mullinger para previsão do diâmetro médio de
gotas foram bastante próximos dos previstos pela expressão proposta por Wigg. A Figura 6.20
mostra significativa redução do diâmetro médio de gota com o aumento da razão ar/líquido,
havendo, no entanto um valor limite para cada vazão de líquido acima do qual já não
apresenta variações.
As curvas da Figura 6.21 mostram também que para uma determinada relação
ar/líquido, o diâmetro médio de gota diminui com o aumento da vazão de líquido. Isto ocorre
pelo fato de que para manter a relação ar/líquido é necessário aumentar a pressão do fluido
auxiliar, portanto a densidade na câmara de mistura.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 181
Figura 6.20 – Variação do diâmetro médio de gota com a razão ar/líquido
Em 1978, Lefebvre concluiu que nos casos onde relações ar/líquido são pequenas, a
transferência de quantidade de movimento é insuficiente para superar as forças viscosas e as
de tensão superficial do líquido, que juntas se opõe à formação das gotas.
Figura 6.21 – Variação do diâmetro médio de gota com a razão ar/líquido e velocidade do ar no ponto de mistura
2o Relatório Quadrimestral TERMA 182
O aumento excessivo na vazão de ar pode, em alguns casos, pode não ser conveniente
economicamente, e nestes casos a menor quantidade de ar pode ser compensada por
velocidades mais elevadas, acelerando-o na região onde se mistura com o líquido. A Figura
6.21 ilustra a influência da velocidade do ar no diâmetro médio de gota.
Quanto às propriedades do líquido verifica-se que as forças viscosas tendem a resistir
à deformação das plaquetas em gotas, e este processo continua ocorrendo nas regiões de baixa
velocidade. A Figura 6.22 mostra que, com líquidos mais viscosos o diâmetro médio de gota é
maior.
Figura 6.22 – Influência das propriedades do líquido no diâmetro médio de gota
2o Relatório Quadrimestral TERMA 183
A tensão superficial do líquido tende a impedir a nebulização, resistindo aos distúrbios
na superfície do líquido, opondo-se à formação de ondas na superfície e impedindo o
rompimento da película em plaquetas. A Figura 6.22 mostra também a variação do diâmetro
médio de gota com a tensão superficial do líquido.
Trabalhos mais recentes desenvolvidos por Graziadio, com bocais do tipo “Y-Jet” para
óleos ultraviscosos, consideram o modelo desenvolvido por Lefebvre, admitindo que o
diâmetro médio de gota pode ser expresso segundo a equação geral (15).
[ ]
++= βα−
ALR11Z.BWe.A
DD
c
g (15)
onde, Dg: diâmetro médio de gota (µm);
Dc: diâmetro do orifício de descarga do bocal (µm);
ALR (“air-liquid rate”): relação mássica fluido de nebulização – líquido;
Z e We: números adimensionais, de Ohnersorge e de Weber respectivamente; e
A, B, α e β: coeficientes dependentes exclusivamente da geometria do bocal.
O adimensional We é calculado pela seguinte relação:
WeV Dr a c a v= , ,
2 ρ
τ (16)
onde, ρa,v : densidade do gás no ponto de mistura dos dois fluidos (kg/m3);
τ : tensão superficial do líquido (kg/s2); e
Vr,a : velocidade relativa gás-líquido no ponto de mistura (m/s).
O adimensional Z, é calculado pela seguinte relação:
ZD
o
c o=
µτ ρ
2
(17)
2o Relatório Quadrimestral TERMA 184
onde, µo : viscosidade do líquido (kg/m.s); e
ρo : densidade do líquido (kg/m3).
A partir de experimentos em bancada de nebulização, Graziadio obteve valores de α e
β = 0,5. Os valores A e B podem ser determinados a partir de testes em laboratório, em
condições operacionais distintas e assim obter uma equação do diâmetro médio de gota para
um determinado bocal nebulizador, ou ainda estender este modelo para outros tipos de bocais,
p. ex. câmara de mistura, e pré-filme.
Conforme já previa também a expressão de Wigg, o diâmetro de gota é fortemente
dependente de ALR (kg ar/vapor por kg de líquido) e da velocidade relativa gás-líquido no
ponto de mistura.
Os gráficos das Figuras 6.23 e 6.24 apresentam a variação do diâmetro de gota como
função de We e da vazão de vapor de nebulização, para diferentes valores de viscosidade e
vazão de óleo obtidos com um bocal do tipo “Y-Jet”. São resultados obtidos na Estação de
Avaliação de Sprays Combustíveis do IPT com um bocal nebulizador de uma caldeira do tipo
aquatubular de 27 t/h de capacidade, simulando operação com óleo combustível do tipo A3 e
A4 a temperatura de 150 oC (30 cSt) e 160 oC (50 cSt) respectivamente.
Bocal: "Y-Jet"
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000We
Diâm
etro
méd
io d
e go
ta S
MD
[mic
ra]
vazão de óleo=560 kg/h; 30 cSt
vazão de óleo=1680 kg/h; 30 cSt
vazão de óleo=560 kg/h; 50 cSt
vazão de óleo=1680 kg/h; 50 cSt
Figura 6.23 – Diâmetro médio de gota como função de We
2o Relatório Quadrimestral TERMA 185
Bocal: "Y-Jet"
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
0 50 100 150 200 250 300
Vazão de vapor no bocal [kg/h]
Diâ
met
ro m
édio
de
gota
- SM
D
[mic
ra]
vazão de óleo=560 kg/h; 30 cSt
vazão de óleo=1680 kg/h; 30 cSt
vazão de óleo=560 kg/h; 50 cSt
vazão de óleo=1680 kg/h; 50 cSt
Figura 6.24 – Diâmetro médio de gota como função da vazão de vapor de nebulização
Constata-se que, para uma determinada geometria do bocal, a qualidade de
nebulização é fortemente dependente dos valores de We, essencialmente: Vr,a e ρa,v que são
decorrentes das condições (pressão e temperatura ) de injeção do vapor de nebulização, uma
vez que a tensão superficial do óleo permanece praticamente constante nesta faixa de
temperatura. Observa-se que o diâmetro médio de gota tende a ser assintótico à medida que
aumenta a vazão de vapor e como decorrência o valor de We.
Alguns fabricantes de queimadores propõem configurações de bocais alternativas às
do tipo convencionais “Y-Jet”. O objetivo é reduzir assimetrias na distribuição de tamanho de
gotas na seção transversal do jato à saída do orifício de descarga como mostra a Figura 6.25.
Figura 6.25 – Configuração do jato à saída do bocal “Y-Jet” convencional e do alternativo
2o Relatório Quadrimestral TERMA 186
As Figuras 6.26 e 6.27 mostram dois exemplos de bocais diferentes concebidos com
tais propósitos, denominados genericamente “F-Jet” e “STFA”. Segundo a literatura, é
possível obter com o bocal do tipo “F-Jet” reduções de até 30% no diâmetro médio de gota
em relação ao bocal do “Y-Jet” operando em condições semelhantes.
Figura 6.26 – Bocal alternativo tipo “F-Jet”
Figura 6.27 – Bocal alternativo tipo “STFA” (Multi-ported symetric two-fluid atomizer)
Em ambos os casos a diferença de desempenho no processo de combustão em relação
aos bocais convencionais, é atribuída principalmente ao padrão de escoamento que se
estabelece à saída do bocal, proporcionando melhores condições de mistura entre combustível
e comburente já a partir do orifício de descarga do bocal.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 187
De nebulização com fluido auxiliar de alta pressão
Os queimadores que se utilizam os bocais descritos acima podem ser classificados
com de nebulização a vapor/ar comprimido de alta pressão, 3 a 15 kgf/cm2.
Nestes queimadores os diferentes tipos de bocais nebulizadores são montados na
extremidade de uma lança com tubos concêntricos onde são introduzidos o óleo com pressões
que variam de 1,5 a 15 kgf/cm2, e o vapor ou ar comprimido com pressões de 1,5 a 2,0
kgf/cm2 acima da pressão do óleo. O óleo é introduzido na lança pelo tubo central ou pelo
espaço anular periférico, atinge a extremidade passando por orifícios que o conduz ao bocal
nebulizador onde se mistura com vapor ou ar comprimido introduzido pelo tubo externo ou
pelo espaço periférico entre os dois tubos.
Figura 6.28 – Configuração típica de uma lança porta bocal.
Com este tipo de nebulização é possível obter faixas de variação de vazão de cerca de
1:10, sensivelmente maiores do que na nebulização por pressão de óleo, além do que é
possível atuar com maior facilidade nas características da chama, assegurando-se a forma do
jato quando mantida constante a diferença de pressão entre o óleo e o fluido auxiliar.
A nebulização com vapor é particularmente interessante para óleos combustíveis
residuais de densidade e viscosidades elevadas, auxiliando inclusive no seu aquecimento,
podendo reduzir as temperaturas de preaquecimento do óleo a montante do queimador, além
do que o vapor requer, menos manutenção e limpeza, devido à sua ação detergente, não
permitindo o acúmulo de depósitos nos orifícios.
O consumo de fluido auxiliar pode variar na faixa de 10 a 30% em massa do óleo,
sendo geralmente menor quando se utiliza vapor, vide Figura 6.29.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 188
Figura 6.29 – Bocais nebulizadores com vapor/ar a alta pressão
Estes queimadores são utilizados mais freqüentemente em caldeiras, tanto do tipo
flamotubular quanto aquatubular, numa larga faixa de capacidades. Permitem obter, quando
em boas condições e bem operados, excessos de ar da ordem de 5 a 10%.
Apresentam a desvantagem de consumir vapor, reduzindo a disponibilidade da
caldeira, e aumentam a pressão parcial do vapor d’ água nos gases de escape, aumentando a
possibilidade de condensação de ácido sulfúrico nas chaminés.
Aplicam-se a combustíveis com viscosidades na faixa de 10 a 40 cst e vazões de
combustível na faixa de 50 a 3000 l/h.
De nebulização com fluido auxiliar de média pressão
Estes queimadores diferenciam-se dos anteriores apenas pelos níveis mais baixos de
pressão de fluido auxiliar, de 0,5 a 2,0 kgf/cm2, utilizando-se em geral ar comprimido ou
vapor d’água como fluido auxiliar.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 189
Utiliza-se este tipo de bocal para queima de destilados leves, para pequenas
capacidades, desde 1 kg/h, quando se deseja chamas curtas e luminosas no caso de
aquecimento localizado, a Figura 6.30 apresenta o formato deste bocal.
Figura 6.30 – Bocais nebulizadores com vapor/ar a média pressão.
De nebulização com ar a baixa pressão
Neste tipo de queimador o ar de nebulização juntamente com ar primário é fornecido
com pressões da ordem de 600 a 1400 mmca, e o óleo com pressões de 0,5 a 3 kgf/cm2. Neste
caso o ar utilizado para nebulização é parcela considerável do ar de combustão, cerca de 30%,
e permite obter excessos de ar mínimos da ordem de 30 a 45%.
Entre as várias configurações existentes, o princípio geral de funcionamento consiste
em introduzir o ar de nebulização no corpo do queimador que ao passar por dispositivos
internos (pás, venturis) é acelerado adquirindo quantidade de movimento tangencial
apreciável e que no contato com o véu de óleo injetado através de um bico, promove a sua
divisão em partículas. A parcela de ar denominada ar primário é introduzida também via
queimador, e mistura-se à névoa obtida junto ao bocal de saída do queimador, conforme
verifica-se na Figura 6.31.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 190
Figura 6.31 – Queimador de nebulização a ar de baixa pressão.
O ar de nebulização e de combustão primário são fornecidos por ventiladores do tipo
centrífugo, com vazões que podem ser controladas por válvulas, independentes ou solidárias à
válvula de controle de óleo acionadas manualmente, ou atuadas por servomotores quando o
controle da combustão é automático.
6.4.3 Bocais nebulizadores híbridos
Existem bocais onde os dois princípios de nebulização, por pressão de líquido e com
fluido auxiliar, são combinados ou denominados híbridos. O bocal da Figura 6.32, por
exemplo, o líquido é injetado por uma câmara de rotação e a desintegração do jato produzido
por um bocal nebulizador do tipo câmara de rotação é assistida externamente por um jato de
fluido auxiliar (ar ou vapor).
Figura 6.32 – Bocal de nebulização por pressão de líquido com assistência de vapor
2o Relatório Quadrimestral TERMA 191
Este tipo de bocal geralmente é utilizado quando a vazão de líquido é bastante alta
(p.ex. 5 t/h de óleo), onde o diâmetro do orifício de descarga do líquido é da ordem de
centímetro, o que produziria gotas de diâmetros da ordem de milímetro. Neste caso a
desintegração da película assistida por jato de fluido auxiliar melhora significativamente a
qualidade do processo de nebulização.
As Figuras 6.33 e 6.34 mostram dois bocais híbridos, por pressão de líquido com
câmara de rotação e fluido auxiliar onde a mistura dos fluidos ocorre internamente ao bocal.
Segundo fabricante a utilização do bocal da Figura 6.34 permite reduzir a relação fluido
auxiliar/combustível, bem como nas emissões de óxidos de nitrogênio e material particulado
em relação ao bocal da Figura 6.33.
Figura 6.33 – Bocal de nebulização híbrido: por pressão de líquido e câmara de mistura
Figura 6.34 – Bocal de nebulização híbrido: por pressão de líquido e “F-Jet”
2o Relatório Quadrimestral TERMA 192
6.4.4 Nebulização com copo rotativo
Na nebulização com copo rotativo o líquido é depositado nas paredes internas de um
copo na forma de um tronco de cone. A película se forma na parede interna mediante a
rotação do copo, expandindo na medida em que, sob a ação da força centrífuga, se desloca em
direção à borda interna do copo, conforme indicação da Figura 6.35.
Figura 6.35 - Nebulizador do tipo copo rotativo. 1 –estator do copo; 2 – distribuidor de líquido; 3 – entrada
de líquido; 4 – película de líquido; 5 – descarga anular de ar; 6 - copo; 7 – pás diretrizes do ar. [18].
A Figura 6.36 mostra que, dependendo da vazão de líquido, a película formada no
interior do copo pode se desintegrar em gotas quando atinge a borda do copo segundo três
diferentes regimes: em (a) quando a vazão de líquido é baixa, chamado regime de gotas, as
gotas formam-se a partir das cristas das ondas provocadas por distúrbios decorrentes de
instabilidades e vibrações do próprio copo; em (b) quando a vazão de líquido aumenta, no
regime de ligamentos, formam-se ligamentos que ao se alongar rompem-se em gotas nas suas
extremidades e em (c), no regime de película para vazões de líquido ainda mais elevadas, o
líquido deixa a borda do copo como uma película, que, na seqüência rompem-se em
ligamentos e subseqüentemente em gotas.
2o Relatório Quadrimestral TERMA 193
Figura 6.36 – Regimes de formação de gotas em nebulizador do tipo copo rotativo
O papel do jato de ar primário introduzido junto a borda externa do copo é de acelerar
estes processos, no sentido de auxiliar a desintegração da película, sendo introduzido com alta
velocidade e muitas vezes com componentes tangenciais de velocidade.
Entre algumas expressões empíricas para cálculo do diâmetro médio de gotas,
considera-se a seguinte como exemplo:
(18) SMD N Q d L= − − −0 26 0 79 0 32 0 69 0 29 0 26, , , , , .ρ σ
onde; SMD : diâmetro médio de Sauter (m);
N : rotação do copo (rps);
Q : vazão volumétrica de líquido (m3/s);
d : diâmetro do copo (m);
σ- tensão superficial do líquido(Kg/s2); e
ρL - densidade do líquido (kg/m3).
2o Relatório Quadrimestral TERMA 194
Verifica-se que o diâmetro médio de gota é fortemente afetado pela rotação do copo,
sendo que os valores típicos situam-se na faixa de 3800 a 6000 rpm, quando se obtém
diâmetro médio de gotas da ordem de 200 µm.
Experimentalmente verifica-se que para obter diâmetros de gota da ordem de 100 µm
é necessária rotação considerada alta, da ordem de 6500 rpm, podendo chegar a valores da
ordem de 10000-14000 rpm para se obter diâmetros na faixa de 40-60 µm.
A expressão (18) não leva em consideração a viscosidade do líquido, fazendo supor
que o diâmetro médio de gota é pouco sensível a esta propriedade do líquido, o que justifica o
emprego deste princípio para nebulização de resíduos líquidos de baixa qualidade.
Objetivamente o mecanismo que atua mais fortemente na desintegração da película é
bastante similar ao princípio de nebulização com fluido auxiliar. As vazões de ar injetadas por
fora do copo podem representar cerca de 15% da vazão total de ar necessário.
Este tipo de queimador caracteriza-se por requerer baixas pressões de óleo suficientes
para depositar o óleo no interior do copo, portanto, adequado para líquidos com eventual
resíduo sólido em suspensão. Geralmente opera com temperaturas de óleo relativamente mais
baixas, com viscosidades altas chegando até 100 cst, sendo adequados para queima de
combustíveis residuais ou mesmo para incineração de resíduos líquidos.
A pressão do ar primário fornecido pelo ventilador é da ordem de 250 a 350 mmca e
geralmente possuem dispositivos de nebulização, ventilador de ar e bomba de óleo geralmente
agrupados, formando um conjunto compacto como mostra a Figura 6.37.
Figura 6.37 – Instalação típica de um queimador com nebulizador do tipo copo rotativo.
2o Relatório Quadrimestral TERMA
195
Existem no mercado queimadores deste tipo com capacidades de até 1000 kg/h, e em
geral utilizados em caldeiras do tipo flamotubulares e geradores de ar ou gases quentes.
Possuem larga faixa de operação, cerca de 1:4, não sendo recomendáveis para câmaras
de combustão com variações acentuadas de pressão interna e temperaturas elevadas, o que
pode expor os componentes metálicos móveis a altas temperaturas.
196
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