UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE – UFF
PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓSGRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA – PGMEC
MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA
THIAGO DE OLIVEIRA MACEDO
METODOLOGIA PARA AVALIAÇÃO EXERGÉTICA EXPERIMENTAL
DE UMA BOMBA ACIONADA POR UM MOTOR DIESEL, OPERANDO
COM DIESEL PADRÃO E BIODIESEL
NITERÓI – RJ
2013
THIAGO DE OLIVEIRA MACEDO
METODOLOGIA PARA AVALIAÇÃO EXERGÉTICA EXPERIMENTAL
DE UMA BOMBA ACIONADA POR UM MOTOR DIESEL, OPERANDO
COM DIESEL PADRÃO E BIODIESEL
Dissertação apresentada à coordenação do
Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya
de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica –
PGMEC/UFF, como exigência para a
conclusão do curso de Mestrado Acadêmico
em Engenharia Mecânica.
Orientador:
ROBERTO GUIMARÃES PEREIRA
Co-orientador:
JUAN MANUEL PARDAL
NITERÓI – RJ
2013
Folha de aprovação
THIAGO DE OLIVEIRA MACEDO
METODOLOGIA PARA AVALIAÇÃO EXERGÉTICA EXPERIMENTAL
DE UMA BOMBA ACIONADA POR UM MOTOR DIESEL, OPERANDO
COM DIESEL PADRÃO E BIODIESEL
Dissertação apresentada à coordenação do
Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya
de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica –
PGMEC/UFF, como exigência para a
conclusão do curso de Mestrado Acadêmico
em Engenharia Mecânica.
Banca examinadora
_________________________
ROBERTO GUIMARÃES PEREIRA, D.Sc. (ORIENTADOR) − PGMEC/UFF
___________________________________________
JUAN MANUEL PARDAL, D.Sc. (CO-ORIENTADOR) − PGMEC/UFF
___________________________________________
RONEY LEON THOMPSON, D.Sc. − PGMEC/UFF
___________________________________________
ANTONIO VILELA PEREIRA, Ph.D. − UERJ
______________________________________
GILBERTO ALVES ROMEIRO, D.Sc. – Instituto de Química/UFF
Niterói, 31 de julho de 2013.
Dedicatória
Dedico este trabalho à minha noiva Ana Clara, esta mulher extraordinária e iluminada com a qual
tenho tido o privilégio de conviver ao longo desses quase quatro anos. Obrigado por ter estado ao meu
lado em todos os momentos do mestrado e pela infinita paciência em todas as situações durante o
curso.
Agradecimentos
A Deus, o Alfa e o Ômega, o Princípio e o Fim, aquele que é, que era e que vem, o Todo-poderoso.
Aos meus pais, Flavio Lucio de Macêdo e Maria Isaura de Oliveira Macêdo, por toda a luta e por todo
o sacrifício, que me permitiram superar todas as dificuldades e alcançar todas as vitórias até o
momento.
Aos meus irmãos Alex Sandro de Oliveira Macedo e Priscila de Oliveira Macedo, por terem me
amparado com o conforto de seus lares em alguns momentos importantes ao longo do mestrado.
Ao mais novo membro da família, meu sobrinho e afilhado Ézio Oliveira Macedo Souza Soares, pela
alegria nos dada com a sua chegada.
Aos meus sogros Luiz Fernando Ferreira Leite Filho e Eliane da Cunha Ferreira Leite, por todo o
apoio ao longo do mestrado, e ao restante da família − os que permanecem e os que já se foram − por
todo o carinho.
À coordenação do Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya de Pós-graduação em Engenharia
Mecânica – PGMEC, pela oportunidade, e a todos os professores, pelos conhecimentos e experiências
repassados.
Ao meu orientador, professor Roberto Guimarães Pereira, pela oportunidade, pelo respeito, pela
paciência e por ter acreditado no meu trabalho.
Ao meu co-orientador, professor Juan Manuel Pardal, por todo o incentivo desde o início do curso,
pela perseverança no projeto e por ser exemplo de profissional competente e espelho para os alunos.
Ao professor Ivenio Moreira da Silva, pelo apoio e pela ajuda ao longo do projeto.
Aos colegas Ângelo José Lessa Braz e Luciana Pinto Teixeira, por toda a ajuda e por terem apontado
um caminho a seguir no curso.
Ao engenheiro Rogério Mello Rangel, pela grande ajuda durante os testes preliminares do sistema.
A todos os servidores e alunos da Universidade Federal Fluminense, e demais colaboradores, que
direta ou indiretamente contribuíram para a realização do projeto.
Ao amigo Alexandre de Souza Soares, pela ajuda com o artigo e por todo o apoio ao longo do
mestrado.
Aos amigos Thiago Silva de Mello e Pablo Henrique de Carvalho Ramos, pela companhia nas
inúmeras horas de estudo.
Ao amigo Fábio Fernandes de Barros, pelo apoio e pela ajuda na preparação do anexo 1.
Ao amigo Thiago da Silva Ferreira, pelo reconhecimento e por sempre ter me incentivado em relação
ao mestrado.
Ao amigo Marcelo Barros, pela ajuda com o rearranjo do sistema hidráulico, para otimização das
medições realizadas.
À Chemtech, pela oportunidade de trabalho e aos colegas da disciplina de Equipamentos Rotativos,
pela companhia, pelo incentivo e pelas experiências trocadas ao longo da minha passagem pela
empresa.
“Suba o primeiro degrau com fé. Não é
necessário que você veja toda a escada.
Apenas dê o primeiro passo”.
Martin Luther King, Jr.
Resumo
Este trabalho apresenta uma metodologia para o cálculo da eficiência de Segunda Lei e da quantidade
de energia desperdiçada por uma bomba pertencente a um conjunto motobomba, com motor a diesel
utilizando diesel padrão e biodiesel, para diversos regimes de operação. Paralelamente ao
desenvolvimento deste estudo, um laboratório de testes foi construído nas dependências da
Universidade Federal Fluminense, para a realização futura dos testes – segundo a metodologia
apresentada – e para acomodação de outros projetos relacionados. O laboratório consiste basicamente
em um circuito hidráulico instrumentado fechado, no qual a bomba faz a transferência de água, e em
uma bancada com computador para aquisição e tratamento dos dados gerados. Para cada combustível
testado fixam-se cinco valores de rotação, com a utilização de um sensor de rotações. Para cada
rotação fixam-se cinco valores de vazão, com a utilização de um medidor de vazão. Para cada valor de
vazão obtém-se a altura manométrica, a eficiência de Segunda Lei e a quantidade de energia
desperdiçada. A altura manométrica é levantada pela razão entre a pressão diferencial e o peso
específico da água. Para tal a água deve ser caracterizada e a pressão diferencial medida com a
utilização de dois medidores de pressão, um instalado na sucção e outro na descarga. O consumo real
de energia é obtido pela diferença de entalpia entre os estados inicial (sucção) e final (descarga),
medindo-se além das pressões de sucção e descarga, a temperatura da água na sucção e na descarga (a
água deve ser modelada como líquido comprimido) com a utilização de um conjunto de medição de
temperatura. O consumo mínimo (ideal) de energia é obtido com base na função exergia de
escoamento. Para tal, além das entalpias, é necessário o levantamento das entropias específicas e da
temperatura ambiente (utilizando-se os mesmos instrumentos descritos anteriormente). A eficiência de
Segunda Lei é calculada pela razão entre o consumo mínimo e o consumo real e a energia
desperdiçada pela diferença entre o consumo real e o consumo mínimo. Adicionalmente ao
desenvolvimento da metodologia determinou-se o comportamento da viscosidade com a taxa de
cisalhamento e com a temperatura de óleos comestíveis: óleo de milho; óleo de canola; óleo de soja;
óleo de girassol e do óleo não comestível: óleo de pinhão manso (jatropha curcas). Além destes, foi
testada uma mistura de óleos (canola, milho e girassol) assim como dois tipos de biodiesel: biodiesel
de soja e biodiesel de girassol. Com base nos experimentos, foram obtidas a tensão de cisalhamento e
a viscosidade a diferentes taxas de cisalhamento (para cada amostra) à temperatura de 40ºC, assim
como a viscosidade a várias temperaturas na faixa de 24ºC a 85ºC. Além disso, foram comparadas as
curvas obtidas para a viscosidade em função da temperatura com as curvas obtidas modelando-se essa
relação com a equação de Vogel.
Palavras-chave: energia; exergia; metodologia para avaliação exergética; eficiência de Segunda Lei;
motobomba; viscosidade; óleos vegetais; biodiesel; modelo matemático.
Abstract
This work presents a methodology for calculating the Second Law efficiency and the energy loss by a
pump, with a diesel engine running on diesel and biodiesel, for several operating conditions. Parallel
to the development of this study, a test laboratory was constructed within the Fluminense Federal
University, for the conduction of tests in the future – according to the presented methodology – and for
accommodation of other related projects. The laboratory consists basically of a closed hydraulic circuit
with instrumentation, where the pump transfers the water, and also of bench with computer for
acquisition and treatment of the generated data. For each tested fuel there shall be set five values of
rotation by using a rotation sensor. For each rotation parameter there shall be set five values of flow
rate by using a flowmeter. For each value of flow rate there will be obtained the total head, the Second
Law efficiency and the quantity of lost energy. The total head is calculated as the ratio between the
differential pressure and the specific weight of the water. To this end, the water shall be characterized
and the differential pressure measured by using two pressure gauges, one installed at the pump suction
and the other installed at the pump discharge. The actual consumption of energy is obtained by the
difference of enthalpy between the initial (suction) and final (discharge) states, by measuring the
temperature of the water (suction temperature and discharge temperature) in addition to the
measurement of the suction pressure and discharge pressure (the water shall be modeled as a
compressed liquid) by using a set of temperature measurements. The minimum consumption
(reversible) of energy was obtained based on the flow exergy function. To this end, in addition to the
enthalpies, it is necessary to find the specific entropies and also the environment temperature (by using
the same instruments described before). The Second Law efficiency is calculated as the ratio between
the minimum consumption of energy and the actual consumption of energy and the quantity of lost
energy by the difference between the actual consumption of energy and the minimum consumption of
energy. In addition to the development of the methodology, the viscosity behavior with shear rate and
temperature of edible oils were determined: corn oil; canola oil; soybean oil; sunflower oil and of the
no edible oil Jatropha curcas. A blend of oils (canola, corn and sunflower) as well as two kinds of
biodiesel were tested: soybean biodiesel and sunflower biodiesel. Based on the experiments, shear
stress and viscosity at different shear rates (of each sample) were determined at the temperature of
40ºC, as well as the viscosity at various temperatures in the range of 24ºC to 85ºC. Furthermore, the
curves obtained for the viscosity as a function of the temperature were compared with the curves
obtained by modeling this relation by the Vogel equation.
Key-words: energy; exergy; Second Law efficiency; methodology for exergetic evaluation; motor
pump; viscosity; vegetable oils; biodiesel; mathematical model.
Lista de tabelas
Tabela 1: rotina de testes para análise de Segunda Lei do conjunto motobomba ...........41
Tabela 2: especificações do tanque .................................................................................44
Tabela 3: especificações do conjunto motobomba ..........................................................46
Tabela 4: especificações do motor...................................................................................47
Tabela 5: especificações dos manômetros .......................................................................49
Tabela 6: especificações do medidor de vazão ................................................................50
Tabela 7: especificações do sensor de rotações ...............................................................51
Tabela 8: especificações do termômetro modelo HK-T220 ............................................53
Tabela 9: especificações do termômetro modelo THR-080 ............................................54
Tabela 10: especificações do sistema de aquisição de dados ..........................................57
Tabela 11: vazões, caracterização da água, head e pressões ...........................................68
Tabela 12: pressões e temperaturas .................................................................................69
Tabela 13: valores de eficiência de Segunda Lei e energia desperdiçada .......................69
Tabela 14: valores de h2s e de eficiência isoentrópica para as vazões estudadas ............72
Tabela 15: valores de variação das parcelas energéticas .................................................73
Tabela 16: valores de potência cedida e consumo mínimo .............................................74
Tabela 17: entalpias para água como líquido comprimido e líquido saturado ................76
Tabela 18: aumento de temperatura do fluido .................................................................77
Tabela 19: valores de coeficiente Joule-Thomson ..........................................................79
Tabela 20: análise exergética para as temperaturas corrigidas ........................................80
Tabela 21: valores das constantes de Vogel a, b e c, obtidos para cada amostra ............85
Lista de figuras
Figura 1: análise energética da bomba como volume de controle ...................................18
Figura 2: análise exergética para um sistema de massa fixa ...........................................20
Figura 3: exergia associada ao trabalho de fronteira .......................................................22
Figura 4: análise exergética da bomba como volume de controle ...................................24
Figura 5: princípio de funcionamento de um motor diesel ..............................................27
Figura 6: princípio de funcionamento de uma bomba centrífuga....................................28
Figura 7: fluxo energético de uma motobomba ...............................................................30
Figura 8: laboratório de testes .........................................................................................32
Figura 9: porta de entrada do laboratório de testes ..........................................................32
Figura 10: janela do laboratório de testes ........................................................................32
Figura 11: passagem para as tubulações de sucção e descarga .......................................33
Figura 12: vista interior do laboratório de testes .............................................................33
Figura 13: instalação do tanque .......................................................................................34
Figura 14: furo na alvenaria do local de instalação do tanque ........................................34
Figura 15: instalação da linha de sucção .........................................................................35
Figura 16: instalação da linha de descarga ......................................................................36
Figura 17: controle de vazão utilizado no projeto ...........................................................36
Figura 18: tanque utilizado no projeto .............................................................................43
Figura 19: dimensões do tanque ......................................................................................44
Figura 20: conjunto motobomba Lintec modelo D50 .....................................................45
Figura 21: motor diesel D5 ..............................................................................................45
Figura 22: bomba centrífuga............................................................................................45
Figura 23: curva característica da bomba “vazão x altura manométrica” .......................46
Figura 24: curvas de performance do motor ....................................................................46
Figura 25: tubulações e conexões utilizadas no projeto ..................................................48
Figura 26: manômetros e amortecedor de pulsação para manômetro .............................49
Figura 27: medidor de vazão ...........................................................................................50
Figura 28: sensor de rotações Sinometer DT-2234C.......................................................51
Figura 29: fita reflexiva posicionada no volante de inércia do motor .............................52
Figura 30: conjunto de medição de temperatura .............................................................53
Figura 31: filtro Y ............................................................................................................55
Figura 32: válvula globo ..................................................................................................55
Figura 33: balança digital ................................................................................................56
Figura 34: sistema de aquisição de dados e fonte de alimentação...................................57
Figura 35: reação de transesterificação ..........................................................................60
Figura 36: reômetro Haake RS50 ....................................................................................63
Figura 37: software RheoWin Job Manager ....................................................................63
Figura 38: sensor DG 41 ..................................................................................................64
Figura 39: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de milho ........................................81
Figura 40: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de canola .......................................81
Figura 41: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de pinhão manso ...........................81
Figura 42: curva de escoamento a 40ºC para a mistura de óleos.....................................82
Figura 43: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de soja ...........................................82
Figura 44: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de girassol .....................................82
Figura 45: curva de escoamento a 40ºC para o biodiesel de soja ....................................83
Figura 46: curva de escoamento a 40ºC para o biodiesel de girassol ..............................83
Figura 47: valores de viscosidade como função da temperatura .....................................84
Figura 48: curvas obtidas pela equação de Vogel ...........................................................86
Sumário
Capítulo 1 - Introdução ....................................................................................................13
Capítulo 2 - Fundamentação teórica ................................................................................16
Capítulo 3 - Materiais e Métodos ....................................................................................31
3.1 Procedimentos experimentais ................................................................................31
3.1.1 Descrição da bancada de testes .......................................................................31
3.1.2 Descrição dos testes ........................................................................................38
3.1.3 Descrição e especificações dos equipamentos ................................................43
3.2 Caracterização dos fluidos utilizados nos testes ....................................................57
3.2.1 Caracterização do fluido de processo ..............................................................57
3.2.2 Caracterização dos combustíveis utilizados ....................................................58
3.3 Teste preliminar do sistema ...................................................................................60
3.4 Análise da viscosidade de óleos vegetais e biodiesel ............................................60
3.4.1 Influência da viscosidade na operação dos motores diesel .............................61
3.4.2 Materiais ..........................................................................................................62
3.4.3 Procedimentos .................................................................................................62
Capítulo 4 - Resultados e Discussão ...............................................................................65
4.1 Conjunto motobomba .........................................................................................65
4.2 Viscosidade de óleos vegetais e biodiesel ..........................................................80
Capítulo 5 - Conclusões...................................................................................................87
Referências ......................................................................................................................93
Anexos .............................................................................................................................99
13
Capítulo 1
Introdução
A energia é um elemento fundamental para a complexa dinâmica dos dias atuais. A
importância de seus efeitos, que permeiam todos os setores da sociedade, ficou evidenciada
por importantes eventos políticos (como o embargo do petróleo em 1973, a Revolução
Iraniana de 1979, a guerra do Golfo Pérsico de 1991 e a invasão do Iraque em 2003), que
mudaram definitivamente a percepção humana a respeito da importância da energia [1].
Paralelamente à importância da energia para o mundo que se configura existe a
preocupação com a preservação ambiental, que estrutura-se tanto nos esforços de otimização
de eficiência energética como nos investimentos em pesquisa, desenvolvimento e aplicação de
recursos renováveis e tecnologias mais limpas. Neste contexto, merecem destaque os
biocombustíveis, em particular o biodiesel, que trata-se de um éster de ácido graxo obtido por
meio de alguns processos específicos, entre os quais o mais tradicional é a transesterificação
(reações químicas complexas, utilizando óleo vegetal ou sebo animal, adicionado com álcool
– etanol ou metanol, em presença de catalisador, gerando biodiesel e glicerina). Pesquisas ([2]
– [5]) têm apontado a importância dos biocombustíveis para a geração de energia.
Desde a criação do Programa Nacional de Produção e Uso de Biodiesel no Brasil, em
dezembro de 2004 (como parte dos esforços do governo no fortalecimento da agricultura
familiar, em especial nas regiões Norte e Nordeste), o biodiesel tem sido adicionado ao diesel,
em caráter obrigatório, na proporção de 2% (no início do programa), 3% (em julho de 2008) e
5% (a partir de janeiro de 2010 e vigorando até os dias atuais). Portanto, a importância deste
biocombustível é notória, uma vez que 42% da demanda de todos os derivados do petróleo é
representada pelo óleo diesel, e com ele o biodiesel é misturado, reduzindo-se assim a
dependência do diesel. Além disso, tal importância é complementada pelas vantagens
oriundas dos aspectos social e ambiental.
O governo tem envidado esforços para estimular a diversificação produtiva de
oleaginosas, que têm vital importância como matéria-prima para o biodiesel. Ao contrário do
que acontece com o álcool americano, por exemplo, o biodiesel é um combustível que
contribui para o aumento da oferta de alimentos, o que derruba uma das principais críticas ao
programa brasileiro: segurança alimentar (uma vez que, neste caso, as oleaginosas são
redirecionadas à agricultura energética). Isso porque a proteína restante do processo de
produção (farelo ou torta) é destinada ao mercado de ração animal, contribuindo assim para a
14
produção de carne e leite. Entretanto, o programa pode se mostrar insatisfatório (como no
caso do Nordeste) sem a participação dos movimentos sociais, sindicais e governamentais [6].
Com base na importância da energia, de sua conservação e da utilização de fontes
renováveis e tecnologias mais limpas, o presente trabalho tem por objetivo apresentar uma
metodologia para a avaliação do desempenho de um conjunto motobomba, com motor a
combustão interna utilizando diesel padrão e biodiesel. Entretanto, ao contrário da maioria das
avaliações de desempenho (fundamentadas na Primeira Lei da Termodinâmica, e portanto na
quantidade de energia e capacidade de conversão energética), a metodologia em questão tem
como pilar uma valiosa propriedade para a determinação da qualidade da energia e
comparação dos potenciais de trabalho (produzido ou consumido) das diferentes fontes
energéticas ou sistemas: a exergia, fundamentada na Segunda Lei da Termodinâmica.
A eficiência de Primeira Lei ηI (como exemplos a eficiência térmica e o coeficiente de
performance) não é uma medida de desempenho realista para os dispositivos de engenharia. A
real necessidade é o conhecimento do potencial de trabalho da fonte, ou seja, a quantidade de
energia que pode ser extraída como trabalho útil1 (produzido). O restante da energia será
inevitavelmente rejeitado como energia indisponível, não sendo aproveitada. Para superar
essa deficiência, define-se a eficiência de Segunda Lei ηII, como a razão entre o consumo
mínimo de trabalho e o consumo real de trabalho (por se tratar a bomba de um dispositivo que
consome trabalho).
Assim sendo, objetiva-se no presente trabalho o desenvolvimento de uma metodologia
para a avaliação exergética experimental de um conjunto motobomba, tomando a bomba
como volume de controle, para uma faixa específica de regimes de operação (rotações, vazões
e alturas manométricas) utilizando diesel padrão e biodiesel. Portanto, com a utilização desta
metodologia, é possível uma avaliação do melhor desempenho, uma vez que serão levadas em
consideração a exergia fornecida (por analogia o consumo mínimo de trabalho considerando
um processo reversível e estado final como estado morto – equilíbrio termodinâmico com o
ambiente), a exergia recuperada (por analogia o consumo de trabalho útil, considerando o
consumo real relativo à operação, maior que o consumo ideal) e a exergia destruída (devido às
irreversibilidades, por analogia o consumo extra de energia).
A análise exergética é uma ferramenta com extensa aplicação. Ela pode ser utilizada
em equipamentos, sistemas e até mesmo na economia e na sociedade. Um estudo recente
(2011, [7]) realizou uma análise exergética da coleta do óleo de cocção utilizado para a
1
O mesmo raciocínio pode ser utilizado para os dispositivos que consomem trabalho. Neste caso, tem-se o
consumo mínimo de trabalho da fonte.
15
produção do biodiesel em uma planta piloto. Neste trabalho, determinou-se a exergia total da
etapa de coleta e sua eficiência exergética, avaliando-se as distâncias percorridas, o consumo
de diesel, perdas sofridas e emissões. Os resultados mostraram um percentual de exergia
destruída equivalente a 54,31% e eficiência do processo de 45,68%.
No campo da cogeração, muitos trabalhos foram desenvolvidos utilizando-se a
análise exergética ([8] − [11]). Um estudo realizado em 2007 [12] avaliou, por meio de uma
análise exergética, o projeto básico de uma instalação de cogeração, que utiliza conjuntos
motogeradores os quais possuem como fonte de energia a queima de gás natural e misturas de
diesel e biodiesel associados a chillers de absorção (produzindo energia elétrica e água gelada
para o sistema central de condicionamento de ar). Chegou-se à conclusão que a instalação
possui baixa qualidade energética em seus processos. Além disso, por meio da análise
exergética, foi possível detectar que a maior fonte de destruição de exergia no sistema é
decorrente do processo de água gelada no chiller, que utiliza como fonte de energia gases de
exaustão dos conjuntos motogeradores.
A análise exergética também encontra aplicação no campo da refrigeração solar [13].
Processos químicos foram analisados utilizando-se o conceito de exergia [14]. O desempenho
de motores, utilizando diversos combustíveis, foi avaliado por análise exergética ([15] −
[18]). Em um desses estudos [18], chegou-se à conclusão que 90,09% da destruição de
exergia ocorreu dentro do motor e que 4,39% da destruição de exergia estava relacionada aos
processos de vaporização do combustível e troca térmica com o ambiente.
Biocombustíveis foram investigados utilizando-se os conceitos de exergia [19], [20].
Um estudo demonstrou um grande número de aplicações de exergia, desde setores da
economia (industrial, transporte, residencial, comercial e geração de energia), até indústrias e
processos específicos (indústria do petróleo), plantas individuais (plantas elétricas, de
aquecimento, etc.) e os diversos componentes dessas plantas (caldeiras, motores, turbinas,
etc.) [21]. Até mesmo a economia e a sociedade (países e regiões) podem ser modeladas por
análise exergética [22], [23].
O presente trabalho também tem como objetivo analisar a viscosidade de diversos
óleos vegetais e alguns tipos de biodiesel, para diversas temperaturas e taxas de cisalhamento,
realizando-se
uma
modelagem
matemática
para
comparação
das
curvas
obtidas
experimentalmente com as curvas obtidas pelo modelo matemático utilizado. Muitos estudos
foram realizados com esse objetivo ([24] − [27]).
16
Capítulo 2
Fundamentação teórica
O desenvolvimento deste capítulo tem por base as referências [28], pp. 351-374, [29]
− [32]. A eficiência de Segunda Lei ηII para dispositivos que consomem trabalho é a razão
entre o consumo mínimo de trabalho Wrev (reversível) e o consumo de trabalho útil Wu (real)
conforme a equação (1):
ηII = Wrev/Wu
(1)
O consumo mínimo de trabalho e o consumo de trabalho útil fundamentam-se,
respectivamente, nas análises exergética e energética para um volume de controle. Para as
análises energética e exergética, a bomba é considerada um dispositivo adiabático (com
isolamento de tal forma que as trocas térmicas entre sistema e ambiente são desprezadas, ou
seja, Q = 0), com escoamento em regime permanente (não havendo variação de propriedades
com o tempo), propriedades uniformes (iguais em qualquer ponto da seção analisada do
volume de controle) e corrente única (uma entrada e uma saída, ou seja, sucção e descarga).
Para a análise energética, considera-se um volume de controle que engloba a bomba
do conjunto motobomba, havendo portanto entrada e saída de massa (fluido de processo). O
balanço de energia aplicado a um processo para volume de controle é expresso pela seguinte
relação:
Ėe – Ės = dEsistema/dt = 0 (regime permanente)
(2)
Sendo Ėe – Ės a taxa líquida de transferência de energia por calor, trabalho e fluxo de
massa e dEsistema/dt a taxa de variação das energias interna, cinética, potencial e outras formas
possíveis de energia.
Portanto, como muitos dispositivos de engenharia (como é o caso da bomba em
questão) operam essencialmente sob as mesmas condições por longos períodos, eles podem
ser convenientemente analisados como dispositivos com escoamento em regime permanente,
não havendo variação da energia do sistema com o tempo. Em outras palavras, a variação na
17
energia total do volume de controle é zero (∆EVC = 0, pois EVC é constante para um processo
em regime permanente).
Considerando a hipótese acima, pode-se reescrever o balanço de energia:
Ėe = Ės
(3)
Sendo Ėe a taxa líquida de entrada de energia por calor, trabalho e fluxo de massa, e Ės
a taxa líquida de saída de energia por calor, trabalho e fluxo de massa. Observando que a
energia pode ser transferida apenas por calor, trabalho e fluxo de massa, o balanço de energia
da equação (3) aplicado a um volume de controle com escoamento em regime permanente
pode ser escrito mais explicitamente como:
Q̇ e + Ẇe + Σe ṁ (h + (V2/2) + gz) = Q̇ s + Ẇs + Σs ṁ (h + (V2/2) + gz)
(4)
Sendo Q̇ a taxa de transferência de calor entre o volume de controle e sua vizinhança
(no caso do projeto o volume de controle − bomba − é considerado bem isolado, portanto Q̇ =
0). Ẇ representa as formas restantes de trabalho, uma vez que o trabalho relacionado ao
deslocamento de fluido para dentro e para fora do volume de controle é computado pela
propriedade entalpia. Os subscritos e e s representam, respectivamente, entrada no volume de
controle e saída do volume de controle. O termo (h + (V2/2) + gz) é relativo a cada entrada e
saída, onde h é a entalpia (u + pv), u é a energia interna, pv é o trabalho de escoamento −
função da pressão e do volume, V2/2 é a energia cinética e gz é a energia potencial.
Na equação (4) é importante notar que outras formas de energia são desprezadas,
como por exemplo campos eletromagnéticos. Isso é válido no projeto, uma vez que o local de
instalação do conjunto motobomba está isento de outras formas de energia como a energia
eletromagnética. Além disso, é válido também desprezar os termos relativos às energias
cinética e potencial. No caso da parcela de energia potencial, a diferença de altura entre os
bocais de sucção e descarga (considerando a linha de centro dos bocais) é pequena e, portanto,
esse termo é desprezado (variação de energia potencial ∆ep = 0). No caso da parcela de
energia cinética, as velocidades encontradas são em geral muito baixas para causar variações
significativas entre o bocal de sucção e o bocal de descarga (em comparação à variação de
entalpia, − variação de energia cinética ∆ec = 0).
18
Assim sendo, considerando regime permanente, propriedades uniformes, corrente
única, Q̇ = 0, ∆ec = 0 e ∆ep = 0, o consumo de trabalho útil Wu (real) é função somente da
diferença de entalpia entre os estados 1 (inicial, na entrada da bomba) e 2 (final, na saída da
bomba) – variação energética entre os estados especificados – como se segue:
Ẇu = ṁ (h2 – h1)
(5)
A figura 1 representa a análise energética da bomba como volume de controle descrita
anteriormente. A equação (5) representa o trabalho que de fato é consumido pela bomba
(considerando que não há trabalho relacionado a movimento de fronteira, pelo fato de não
haver variação de volume no volume de controle − fronteira fixa. Esse trabalho é maior do
que o trabalho que a bomba consumiria se o processo entre os estados inicial 1 e final 2 fosse
reversível (uma vez que existem irreversibilidades no processo que fazem com que a energia
total consumida seja maior, no sentido de superá-las).
Figura 1: análise energética da bomba como volume de controle
O consumo mínimo de trabalho Wrev (reversível) pode ser expressado com base em
uma propriedade denominada exergia de escoamento ѱ. Essa propriedade pode ser melhor
entendida pela análise exergética de um volume de controle. Entretanto, para uma boa
compreensão da análise exergética e, portanto, da função exergia de escoamento, é necessária
19
a compreensão da análise exergética para um sistema de massa fixa. A exergia pode ser
entendida como a energia disponível (disponibilidade) para a realização de trabalho (para os
dispositivos que produzem trabalho) ou energia mínima demandada (para os dispositivos que
consomem trabalho). Considerando o conjunto motobomba, parte do total de energia que
entra2 (calor trocado entre a fonte a alta temperatura e o conjunto) é rejeitada para uma fonte à
baixa temperatura (meio frio ou sumidouro). Essa energia está relacionada ao Enunciado de
Kelvin-Planck3 e não é considerada, já que sua perda é inevitável.
A parcela restante de energia representa então a disponibilidade ou exergia fornecida.
Parte dessa energia será destruída (exergia destruída) devido às irreversibilidades. Finalmente,
a parte restante (exergia recuperada) está relacionada à realização (ou consumo) de trabalho.
É importante notar que no caso da bomba (dispositivo que consome trabalho), o trabalho real
consumido é maior que o consumo mínimo de trabalho (reversível) uma vez que as
irreversibilidades inerentes ao processo precisam ser superadas.
Considera-se inicialmente um sistema estacionário fechado em um estado
especificado, que sofre um processo reversível até o estado morto (ou seja, a temperatura e
pressão finais do sistema devem ser T0 e P0, respectivamente). O subscrito 0 representa as
condições do sistema em equilíbrio termodinâmico com o ambiente. O trabalho útil produzido
durante esse processo é a exergia do sistema em seu estado inicial, ou seja, Wu = Wrev. É
importante notar que o raciocínio inverso pode ser utilizado para dispositivos que consomem
trabalho. O sistema considerado é representado pela figura 2.
O arranjo pistão-cilindro contém um fluido de massa m à temperatura T e pressão P. O
sistema (a massa dentro do cilindro) tem um volume V, energia interna U e entropia S. Ao
passar por uma variação diferencial de estado, o volume se altera em uma quantidade
diferencial dV e o calor é transferido na quantidade diferencial δQ. As diferenciais d e δ
representam variações. Entretanto, calor Q (assim como trabalho W) é uma função de
trajetória e o volume V (assim como as demais propriedades) é uma função de ponto, ou seja,
depende somente do estado e não do modo como o sistema alcança aquele estado.
2
O calor gerado no motor de combustão interna (diesel), acoplado à bomba, será convertido em trabalho
transferido ao fluido de processo.
3
É impossível para qualquer dispositivo que opera em um ciclo receber calor de um único reservatório e
produzir uma quantidade líquida de trabalho.
20
Figura 2: análise exergética para um sistema de massa fixa
Fonte: [28], p. 354
O balanço de energia do sistema durante esse processo diferencial pode ser expresso
como (assumindo a direção das transferências de calor e trabalho como sendo do sistema, ou
seja, saídas de calor e trabalho):
δEe – δEs = dEsistema
(6)
Sendo δEe – δEs a transferência líquida de energia por calor, trabalho e fluxo de massa
e o termo dEsistema a variação das energias interna, cinética, potencial e outras formas de
energia.
A única forma de energia que o sistema contém neste caso é a energia interna, e as
únicas formas de transferência de energia que uma massa estacionária pode envolver são o
calor e o trabalho. A única forma de trabalho que um sistema compressível simples pode
envolver durante um processo reversível é o trabalho de fronteira, que é dado por δW = P dV
quando a direção do trabalho é considerada como sendo do sistema. A pressão P da expressão
anterior é a pressão absoluta, que é medida a partir do zero absoluto. Todo o trabalho útil
fornecido por um arranjo pistão-cilindro deve-se à pressão acima do nível atmosférico. Assim:
δW = P dV = (P – P0)dV + P0 dV = δWsistema, útil + P0 dV
(7)
Um processo reversível não pode envolver qualquer transferência de calor com
diferença de temperatura finita e, portanto, toda transferência de calor entre o sistema à
21
temperatura T e sua vizinhança à T0 deve ocorrer através de uma máquina térmica reversível.
Observando que a variação de entropia dS é igual a razão δQ/T (quantidade diferencial de
calor trocado δQ em um ponto da fronteira à temperatura T) e que a eficiência térmica de uma
máquina térmica reversível que opera entre as temperaturas T e T0 é ηt = 1 – (T0/T) (eficiência
de Carnot, ou seja, a mais alta eficiência que pode possuir uma máquina térmica operando
entre os dois reservatórios de energia térmica), o trabalho diferencial produzido por uma
máquina como resultado dessa transferência de calor é:
δWMT = 1 – (T0/T) δQ
(8)
Portanto, a expressão para δQ será:
δQ = δWMT – T0 dS
(9)
O subscrito MT é relativo à máquina térmica. Substituindo as expressões para δW e δQ
– equações (7) e (9) – na equação do balanço de energia – equação (6) – e rearranjando temse:
δWtotal útil = δWMT + δWsistema, útil = – dU – P0 dV + T0 dS
(10)
Integrando do estado especificado (sem subscrito) até o estado morto (subscrito 0):
δWtotal útil = ∫ – dU + ∫ – P0 dV + ∫ T0 dS
(11)
Obtém-se:
Wtotal útil = (U – U0) + P0 (V – V0) – T0 (S – S0)
Sendo Wtotal
útil
(12)
o trabalho total útil produzido enquanto o sistema passa por um
processo reversível do estado especificado até o estado morto, que por definição é a exergia.
Em geral, um sistema fechado pode possuir energias cinética e potencial, e sua energia total é
igual à soma de suas energias interna, cinética e potencial. Observando que as energias
cinética e potencial por si próprias são formas de exergia (uma vez que são formas de energia
22
mecânica e, portanto, podem ser totalmente convertidas em trabalho útil), a exergia X de um
sistema fechado de massa m é:
X = (U – U0) + P0 (V – V0) – T0 (S – S0) + m (V2/2) + mgz
(13)
Para uma massa unitária, a exergia de um sistema fechado Φ é expressa como:
Φ = (u – u0) + P0 (v – v0) – T0 (s – s0) + (V2/2) + gz
(14)
Para um volume de controle, existe uma forma adicional de energia, que é a energia de
escoamento (ou trabalho de escoamento). Essa parcela de energia é necessária para manter o
escoamento em um tubo ou duto, e é expressa como wescoamento = Pv, onde v é o volume
específico do fluido, que é equivalente à mudança de volume de uma massa unitária do fluido
à medida que ela é deslocada durante o escoamento.
O trabalho de escoamento é essencialmente o trabalho de fronteira realizado por um
fluido no fluido à jusante e, portanto, a exergia associada ao trabalho de escoamento é
equivalente à exergia associada ao trabalho de fronteira, que é o trabalho de fronteira
descontado o trabalho realizado contra o ar atmosférico à pressão P0 para deslocá-lo por um
volume v (figura 3). Observando que o trabalho de escoamento é Pv e que o trabalho realizado
contra o ar atmosférico é P0v, a exergia associada à energia de escoamento pode ser expressa
por:
xescoamento = Pv – P0v = (P – P0)v
(15)
Figura 3: exergia associada ao trabalho de fronteira
Fonte: [28], p. 356
23
Portanto, a exergia associada à energia de escoamento é obtida pela substituição da
pressão P na expressão do trabalho de escoamento pela pressão que excede a pressão
atmosférica P – P0. Então, a exergia de um fluido escoando ѱ é determinada pela simples
adição da expressão acima (15) com a expressão da exergia de um sistema fechado – equação
(14):
ѱ = (h – h0) – T0 (s – s0) + (V2/2) + gz
(16)
A expressão acima é chamada de exergia de escoamento. A variação da exergia de um
sistema fechado ou de um volume de controle, que passa por um processo do estado inicial 1
para o estado final 2 representa a máxima quantidade de trabalho útil que pode ser realizado
(ou a mínima quantidade de trabalho útil que precisa ser fornecida se ela for negativa). Em
outras palavras, a variação de exergia representa o trabalho reversível Wrev.
Por analogia ao balanço de energia realizado anteriormente para a obtenção de Wu,
para um processo entre os estados inicial 1 e final 2, é possível obter-se uma expressão para o
trabalho reversível Wrev a partir do balanço de exergia para um volume de controle.
Observando que a exergia é transferida com calor, trabalho e massa, e que parte da exergia é
destruída, a variação de exergia entre os estados 1 e 2 pode ser expressa como:
Xcalor – Xtrabalho + Xmassa, e – Xmassa, s – Xdestruída = (X2 – X1)VC
(17)
Sendo: Xcalor a exergia transferida com o calor; Xtrabalho a exergia transferida com o
trabalho; Xmassa a exergia transferida com a massa (os subscritos e e s representam,
respectivamente, entrada no volume de controle e saída do volume de controle); Xdestruída a
exergia destruída devido às irreversibilidades e o termo (X2 – X1) a variação de exergia do
volume de controle (VC é relativo a volume de controle).
Como a bomba é um dispositivo adiabático, o termo Xcalor pode ser desprezado, ou
seja, Σ (ηt) Q (exergia transferida com o calor) é zero. Para obtenção de uma expressão para
Wrev, faz-se a exergia destruída igual a zero, ou seja, Xdestruída = 0. Como Xtrabalho = (W – P0 (V2
– V1)), Xmassa = ṁѱ (corrente única), sendo o regime permanente e as propriedades uniformes,
a equação (17) pode ser expressa em forma de taxa. Neste caso o trabalho representa o
mínimo trabalho consumido pela bomba e é expresso por:
24
Ẇrev = ṁ (ѱ2 – ѱ1)
(18)
A figura 4 representa a análise exergética da bomba como volume de controle. O
consumo mínimo de trabalho da bomba (processo reversível) é função somente da diferença
de exergia de escoamento entre os estados inicial e final. Concluindo, a eficiência de Segunda
Lei pode ser expressa dividindo-se a equação (18) pela equação (5). Assim, tem-se:
ηII = Ẇrev/Ẇu = (ѱ2 – ѱ1) / (h2 – h1)
(19)
Figura 4: análise exergética da bomba como volume de controle
Portanto, fixando-se condições operacionais iguais para o conjunto motobomba, é
possível uma avaliação qualitativa dos combustíveis testados, além da avaliação da
proximidade do desempenho real da bomba em relação ao desempenho ideal. A eficiência de
Segunda Lei avalia o quanto de energia disponível (exergia) está sendo convertida em energia
útil (ou o quanto a mais está se consumindo de energia em relação ao consumo mínimo
reversível), e não somente uma avaliação global de conversão de calor em trabalho, como é o
caso da limitada eficiência de Primeira Lei. A eficiência de Segunda Lei avalia o quanto de
energia de fato é desperdiçada e avalia o desempenho real do dispositivo em comparação ao
melhor desempenho possível.
25
Ao medir-se os parâmetros pressão e temperatura na entrada e saída da bomba, assim
como a temperatura ambiente, é possível determinar-se ѱ1, ѱ2, h1 e h2. O fluido de processo
(água) deve ser modelado, a princípio, como líquido comprimido (também denominado subresfriado, uma vez que a própria pressão atmosférica – ~101,4 kPa – é consideravelmente
maior que a pressão de saturação da água à temperatura ambiente – 3,17 kPa @ 25ºC), para
evitar-se erros indesejáveis nos valores de entalpia (e consequentemente nos valores de
potência), principalmente no estado final do processo.
Para o levantamento das propriedades termodinâmicas da água, a partir dos estados
definidos, recomenda-se a utilização da formulação para as Propriedades Termodinâmicas da
Substância Água Comum para Uso Geral e Científico, emitida pela Associação Internacional
para as Propriedades da Água e do Vapor (The International Association for the Properties of
Water and Steam – IAPWS). Esta formulação é denominada IAPWS Formulation 1995. Existe
também uma formulação para água e vapor para uso industrial, denominada IAPWS-IF97.
A formulação de 1995 foi revisada no ano de 2009, e algumas alterações específicas
ocorreram nos anos de 2010 e 2012. A formulação tem por base uma equação fundamental
para a energia livre específica de Helmholtz, sendo adotada por diversos países4, incluindo o
Brasil, membro associado. A página oficial da Associação Internacional para as Propriedades
da Água e do Vapor disponibiliza a formulação e também um endereço para o cálculo online
das propriedades termodinâmicas da água, baseado na IAPWS Formulation 1995 [33].
Existem empresas, como por exemplo a ChemicaLogic Corporation, que
disponibilizam gratuitamente softwares5 para o cálculo das propriedades termodinâmicas,
baseados na IAPWS Formulation 1995. Recomenda-se o software SteamTab Companion (ou
similar), versão 2.0, disponível na referência [34].
Princípio de funcionamento de um motor diesel
O princípio de funcionamento de um motor diesel tem por base as referências [28], pp.
405-407, [35]. Os motores a combustão interna do ciclo diesel funcionam baseados no
aproveitamento da energia da queima do combustível, que geralmente é o óleo diesel
4
Os membros da Associação Internacional para as Propriedades da Água e do Vapor são: Grã-Bretanha,
Irlanda, Canadá, República Checa, Dinamarca, França, Alemanha, Grécia, Japão, Rússia, Estados Unidos; e
membros associados: Argentina, Brasil, Itália e Suíça.
5
Esses softwares fundamentam-se em algoritmos que utilizam rotinas de alta exatidão, como é o caso da rotina
Steam_IAPWS, que incorpora a IAPWS Formulation 1995.
26
(podendo ser outro tipo de óleo, como o óleo pesado da destilação do petróleo, chamado óleo
combustível ou mazout na França), ou um óleo vegetal (ou mesmo uma mistura de diesel e
óleo vegetal, desde que o motor esteja devidamente projetado para tal ou que o óleo
alternativo em questão passe por um tratamento químico específico).
Fundamentalmente, o motor diesel transforma a energia térmica da combustão do óleo
em energia mecânica, ou de movimento. A combustão do óleo produz gases de combustão
que se expandem, aumentando de volume dentro do cilindro do motor, empurrando o pistão
para baixo, que como está fixo à biela e esta ao virabrequim, faz este girar. A combustão do
óleo é feita por meio da combinação do oxigênio contido no ar com o carbono e o hidrogênio
contidos no óleo, e esta reação química é exotérmica (produz calor). O motor pode estar
acoplado a uma bomba (como é o caso do projeto), a um gerador ou a outros equipamentos,
dependendo do tipo de energia a ser convertida. A seguir é apresentado o funcionamento de
um motor a 4 tempos, por se tratar o motor do conjunto motobomba de um motor a 4 tempos
(ou 4 cursos, figura 5).
Primeiro tempo (admissão): cada cilindro tem as válvulas “A” de admissão e “B” de
escape colocadas na cabeça do cilindro, e comandadas por balancins. O pistão encontra-se no
Ponto Morto Superior (PMS), pronto para iniciar seu curso descendente. A válvula de
admissão se abre e o ar entra a medida em que o pistão desce, por diferença de pressão,
enchendo o espaço que este último desocupa dentro do cilindro. Portanto, o cilindro se enche
de ar quando o pistão se desloca até o Ponto Morto Inferior (PMI).
Segundo tempo (compressão): chegando ao Ponto Morto Inferior, o pistão inicia o
curso de retorno. A válvula de admissão se fecha e a válvula de escape continua fechada. O ar
é então comprimido, até ficar reduzido a um volume que é cerca de 15 a 20 vezes menor. Por
conta desta forte compressão, a temperatura do ar sobe, podendo chegar a 700ºC, e as
pressões podendo chegar a valores da ordem de 30 kgf/cm2 a 40 kgf/cm2. No final da
compressão, o pistão chega ao Ponto Morto Superior. Pouco antes, é iniciada a injeção de
óleo diesel. O óleo diesel é aspirado do tanque de combustível por meio de uma tubulação
(por uma bomba de óleo diesel), que o leva (passando por filtros) até o injetor de óleo.
Terceiro tempo (combustão): o óleo diesel entra na câmara de combustão do cilindro
na forma de um fino jato de partículas pulverizadas, que é lançado pelo injetor. Para que o
óleo diesel se pulverize ao ser injetado, é necessário alcançar-se elevadas pressões, que podem
chegar a 300 kgf/cm2 em alguns motores. Durante a combustão, a pressão máxima no cilindro
pode chegar ao dobro da pressão máxima nos cilindros dos motores a ciclo Otto. A entrada do
27
óleo é progressiva, e portanto a queima é progressiva (ao contrário dos motores a gasolina,
onde a queima é rápida). Assim sendo, a medida em que o óleo diesel queima, formam-se
gases de combustão em alta pressão, que se dilatam (aumentam de volume), empurrando o
pistão para baixo, fazendo girar o virabrequim e movimentando o motor.
Quarto tempo (escape): para os gases de combustão serem eliminados, a válvula de
escape abre, e o pistão começa a subir logo após ultrapassar o Ponto Morto Inferior, voltando
a ocupar o espaço do cilindro, que está cheio de gases de combustão. Portanto, ele empurra os
gases, que saem pela válvula de escape aberta, e passam pela tubulação de escape, ainda com
temperatura elevada e parcialmente comprimidos. Finalmente, os gases passam pelo
silencioso e tubulação de escapamento até serem lançados na atmosfera. O pistão encontra-se
no Ponto Morto Superior, pronto para reiniciar o ciclo.
Figura 5: princípio de funcionamento de um motor diesel
Fonte: [35]
Princípio de funcionamento de uma bomba centrífuga
O princípio de funcionamento de uma bomba centrífuga tem por base as referências
[36] e [37]. As partes fundamentais de uma turbobomba são o impelidor e a carcaça. O
impelidor consta essencialmente de palhetas ou pás, que impulsionam o líquido. A carcaça
envolve o impelidor, contém o líquido e serve de envólucro global. Para o funcionamento de
uma turbobomba, é necessário que a carcaça esteja completamente cheia de líquido, e
portanto, que o impelidor esteja mergulhado no líquido (bomba escorvada). O funcionamento
de uma bomba centrífuga baseia-se praticamente na criação de uma zona de baixa pressão e
de uma zona de alta pressão.
28
A criação da zona de baixa pressão decorre do fato de que o líquido, recebendo por
meio das pás o movimento de rotação do impelidor, fica sujeito à força centrífuga que faz
com que as partículas do líquido se desloquem em direção à periferia do impelidor. Este
deslocamento resulta na criação de um vazio (baixa pressão) na região central, vazio este que
será preenchido por igual quantidade de líquido proveniente da fonte, estabelecendo-se assim
a primeira condição para o funcionamento que é um fluxo contínuo (regime permanente).
A criação da zona de alta pressão na periferia, alta pressão esta que é a responsável
pela possibilidade de transporte do fluido e atendimento das condições finais do processo,
deve-se ao fato de que o líquido que parte para a periferia, sob a ação da força centrífuga, vai
encontrar um aumento progressivo na área de escoamento, que causará queda de velocidade e
aumento de pressão (teorema de Bernouilli). Está, desta maneira, criada a alta pressão na
periferia, necessária para que a bomba cumpra a sua função.
Assim sendo, em outras palavras, o impelidor fornece energia ao fluido, sendo em
seguida parte da energia cinética transformada em energia de pressão, devido ao aumento
progressivo da área da carcaça na região de difusão (após o líquido atravessar a voluta). Na
realidade, um certo aumento de pressão ocorre durante a passagem do fluido desde a entrada
até a saída do canal formado pelas pás do impelidor, visto que este canal é divergente.
Entretanto, boa parte do ganho de pressão é obtida após a saída do impelidor, quando o fluido
é orientado através de uma região de área crescente.
Figura 6: princípio de funcionamento de uma bomba centrífuga
Fonte: [36]
29
Fluxo energético da motobomba
O fluxo energético do conjunto motobomba é representado pela figura 7. A “energia
da rede” no caso do projeto em questão é equivalente à energia térmica oriunda da energia
química do combustível. As perdas iniciam-se no próprio processo de combustão. A
eficiência de combustão é a razão entre a quantidade de calor liberada durante a combustão e
o poder calorífico (superior – água completamente condensada; e inferior – água liberada sob
a forma de vapor.
Uma eficiência de combustão de 100% indica que o combustível é completamente
queimado e que os gases de combustão saem da câmara de combustão à temperatura ambiente
e, portanto, a quantidade de calor liberada durante o processo de combustão é igual ao poder
calorífico do combustível. Neste caso tem-se um processo teórico, e a quantidade mínima de
ar necessária para a completa combustão de um combustível é chamada de ar estequiométrico
ou ar teórico.
Em um processo de combustão real é prática comum utilizar mais ar do que a
quantidade estequiométrica para aumentar as chances de combustão completa ou para
controlar a temperatura da câmara de combustão (excesso de ar). Ainda assim, haverá uma
geração de entropia durante o processo de combustão (função da entropia dos reagentes, da
entropia dos produtos e também da entropia por transferência de calor – quando a câmara de
combustão for analisada de modo que suas paredes sejam diatérmicas, ou seja, quando a
câmara não for modelada como adiabática). Existem ainda perdas por vaporização do
combustível armazenado no tanque.
Observa-se que a otimização térmica do projeto do conjunto motobomba é um
processo complexo, que deve considerar uma análise completa (entre a energia disponível no
combustível – entrada – e a energia disponibilizada ao fluido – saída) e envolver diversas
áreas do conhecimento (química, termodinâmica, fluidos, materiais, etc.).
A degradação e os atritos no motor são considerados pelo rendimento do motor. Existe
uma pequena degradação energética no acoplamento entre o motor e a bomba, mas na prática
essa degradação é desprezada (a potência efetiva – energia no eixo – pode ser considerada
igual à potência absorvida pela bomba. Os atritos internos relativos à máquina são
considerados por seu rendimento (e representam as irreversibilidades, que fazem com que o
consumo real da bomba seja maior do que o consumo ideal). A energia transferida ao fluido
representa a potência mecânica útil entregue. Por fim, existe ainda uma degradação no próprio
30
fluido (portanto uma parcela menor do que a potência mecânica útil está disponível, de fato,
para o fluido) [38].
Figura 7: fluxo energético de uma motobomba
Fonte: [38]
31
Capítulo 3
Materiais e Métodos
3.1 Procedimentos experimentais
3.1.1 Descrição da bancada de testes
Para a futura execução dos testes foi implementado um processo simples no qual a
bomba (conjunto motobomba) faz a transferência de água em um circuito fechado com um
reservatório que está instalado a uma elevação de 3,2 metros em relação ao nível do solo. O
fluxograma do processo está representado no anexo 1. A instalação do circuito hidráulico
(conjunto motobomba, tanque de água, tubulações de sucção e descarga, instrumentação e
bancada com sistema de aquisição de dados) foi realizada nas dependências da Universidade
Federal Fluminense, na Escola de Engenharia, Bloco E.
Um laboratório foi construído para acomodação do conjunto motobomba (figura 8). O
laboratório possui uma porta de entrada (figura 9), janela para renovação do ar por ventilação
natural (figura 10) e passagem para as tubulações de sucção e descarga oriundas do ambiente
externo (figura 11). O projeto de exaustão (arranjo e instalação da linha de exaustão dos gases
gerados e passagem desta linha), o projeto de iluminação interna e o projeto da bancada
encontram-se em avanço. Uma derivação com válvula esfera na linha de sucção permitirá a
instalação futura de uma linha de dreno do sistema. A figura 12 apresenta a vista interior do
laboratório.
O tanque foi instalado sobre uma das lajes do prédio da Escola de Engenharia, Bloco
E, conforme figura 13. O tanque está apoiado sobre uma base devidamente projetada,
composta por 7 vigas de madeira maçaranduba de seção transversal 6 x 6 cm. As vigas de
maçaranduba foram assentadas sobre uma camada de argamassa de 5 mm de espessura. Foi
realizado um furo na lateral da alvenaria do prédio, para permitir a passagem das tubulações
de sucção e descarga (figura 14).
32
Figura 8: laboratório de testes
Figura 9: porta de entrada do laboratório de testes
Figura 10: janela do laboratório de testes
33
Figura 11: passagem para as tubulações de sucção e descarga
Figura 12: vista interior do laboratório de testes
Em relação à figura 12 tem-se:
1) Tubulação de sucção;
2) Tubulação de descarga
3) Manômetro de sucção tipo Bourdon (0-400 mbar);
4) Manômetro de descarga tipo Bourdon – antes da válvula de controle de vazão (0-4
kgf/cm2);
5) Manômetro de descarga tipo Bourdon – após a válvula de controle de vazão (0-4
kgf/cm2);
6) Válvula de controle de vazão (válvula globo);
7) Medidor de vazão eletromagnético;
34
8) Termômetro digital para temperatura ambiente;
9) Previsão na linha de sucção para instalação da linha de dreno do sistema;
10) Válvula esfera (registro) da linha de sucção;
11) Tubulação de exaustão (provisória);
12) Conjunto motobomba.
Figura 13: instalação do tanque
Figura 14: furo na alvenaria do local de instalação do tanque
A elevação do tanque foi projetada de modo que a mesma seja favorável à operação da
bomba, em relação ao sistema de sucção (bomba afogada). Entretanto, a rigor, uma análise de
cavitação torna-se necessária como será explicado mais adiante. No tanque foram instalados
adaptadores para a conexão da linha de sucção e da válvula de dreno (válvula esfera). Foi
realizado um furo para a conexão da linha de descarga.
35
As linhas de sucção e descarga foram instaladas utilizando-se um arranjo otimizado
(respectivamente, figuras 15 e 16). Um filtro tipo Y foi instalado na linha de sucção para a
proteção da bomba, como será descrito mais adiante. Para a medição da pressão nos estados
inicial e final do processo (entrada e saída da bomba), foram instalados medidores de pressão
(manômetros tipo Bourdon), um medidor na linha de sucção e um medidor na linha de
descarga. Portanto, é possível medir a pressão na entrada e na saída da bomba, além do
levantamento da altura manométrica.
Um medidor de vazão foi instalado na linha de descarga da bomba. Este medidor é do
tipo eletromagnético e tem duas opções de medição: leitura local do valor de vazão
instantânea; transmissão de dados para um sistema de aquisição. Ele é necessário para a
fixação das condições operacionais, ou seja, a possibilidade de se realizar o estudo para
diferentes vazões de processo. Existe uma previsão na linha de sucção para a instalação da
linha de dreno do sistema (tê e registro instalados). Todas as linhas foram suportadas de modo
que o conjunto (circuito hidráulico) não apresente vibrações excessivas em seus diversos
componentes. Houve uma alteração posterior no arranjo da linha de descarga, como pode ser
observado ao comparar-se as figuras 12 e 16, por questões de otimização nas medições.
Figura 15: instalação da linha de sucção
36
Figura 16: instalação da linha de descarga
Uma válvula globo foi instalada na linha de descarga da bomba. Ela possibilita a
variação de vazão e, simultaneamente, a variação de pressão do sistema. A alteração da vazão
é devido à redução do diâmetro e consequente aumento da resistência na curva do sistema (à
medida em que se restringe o escoamento a curva do sistema tende a verticalizar-se). Com
isso, é possível a análise para diversos valores de vazão, à medida em que se restringe o
escoamento pelo fechamento parcial da válvula de controle de vazão. A figura 17 representa o
processo de controle de vazão descrito anteriormente.
Figura 17: controle de vazão utilizado no projeto
Fonte: [38]
37
O processo de controle de vazão adotado representa uma alteração no head dinâmico6,
sendo o mais utilizado na prática. Entretanto, é importante destacar que não é o mais eficiente
do ponto de vista energético. Isso porque esse processo implica na introdução de perda de
carga, o que reduz a eficiência energética da instalação. Contudo, o controle de vazão pela
alteração da curva da bomba7 ou pela alteração da curva do sistema8 (relativa ao head
estático) são inviáveis no caso do projeto em questão, e foram descartados.
Para a medição das rotações do conjunto motobomba tem-se um tacômetro digital a
laser. O tacômetro, também conhecido como taquímetro, conta-rotações, conta voltas ou
conta-giros, é um instrumento de medição do número de rotações (geralmente por minuto,
RPM) de um motor. O tacômetro pode ser utilizado como um tacômetro óptico ou como um
tacômetro de contato, permitindo a medição de RPM nas mais diversas aplicações.
Para a medição de temperaturas (ambiente, sucção e descarga) tem-se um conjunto de
medição de temperatura, composto por dois termômetros digitais. O conjunto será descrito no
item 3.1.3.
6
O head dinâmico representa a parcela de energia associada às perdas de carga no sistema. O controle de vazão
adotado (válvula globo na descarga) representa uma alteração na curva do sistema.
7
A alteração da curva da bomba é descartada pois implicaria na alteração do diâmetro externo do impelidor, ou
seja, seriam necessárias a desmontagem da bomba e a usinagem do rotor para um diâmetro menor, alterando a
curva da bomba, de tal modo que o ponto de operação ficasse associado a um valor de vazão menor (o que é
absolutamente inviável, ainda mais considerando a necessidade de avaliação em várias vazões distintas). Outra
maneira de alterar a curva da bomba é por meio da variação da rotação. Isso acontecerá nos testes, mas a
alteração da curva da bomba será um fator secundário, ou seja, a variação de rotação do motor diesel (e
consequentemente a variação de rotação da bomba) tem por objetivo primário a avaliação de desempenho do
conjunto para diversas rotações (diversos regimes de operação).
8
Neste caso, a alteração do ponto de trabalho (e portanto da vazão) será consequência da alteração na curva do
sistema. A alteração da curva do sistema pode ser feita alterando-se o head estático ou alterando-se o head
dinâmico (ou ambos em simultaneidade). A variação do head estático não é prática pois implicaria na variação
do arranjo proposto ou na pressurização do reservatório. Em outras palavras, para cada novo ponto de trabalho
seria necessário um novo arranjo das linhas (sucção e descarga) o que é inviável. A variação do head dinâmico é
a opção adotada no projeto.
38
3.1.2 Descrição dos testes
Preparação inicial
Inicialmente fecha-se totalmente os registros (válvulas esfera) do dreno do tanque e da
linha de dreno do sistema. A válvula globo na linha de descarga é então mantida totalmente
aberta. O registro da linha de sucção (válvula esfera) é totalmente fechado e o tanque é
preenchido com água de modo que 2/3 do seu volume estejam preenchidos, ou seja,
aproximadamente 200 litros. Posteriormente, o registro da linha de sucção é aberto de maneira
gradual (estando ao final totalmente aberto), até que o sistema de sucção (tubulação de sucção
e bomba) esteja totalmente preenchido com água.
O procedimento de alimentação do sistema de sucção deve ser executado conforme
descrito anteriormente porque para turbobombas (como é o caso da bomba do conjunto
motobomba) o início de funcionamento deve ser feito sem a presença de ar na sucção e no
dispositivo, ou seja, a bomba deve estar escorvada (preenchida com líquido). Em seguida,
seleciona-se o combustível a ser utilizado e preenche-se o tanque de alimentação de
combustível do motor diesel.
É importante que a alimentação seja realizada através do filtro acoplado ao bocal de
alimentação do tanque, para que eventuais partículas e/ou impurezas contidas no combustível
não entrem no motor, aumentando-se a vida útil deste último, e evitando-se obstrução do
sistema de injeção de combustível. Finalmente, liga-se o computador (sistema de aquisição de
dados), verificando-se a interface dos instrumentos com o mesmo (placa de aquisição, no caso
da automatização das medições, como será mencionado mais adiante).
A tubulação de exaustão dos gases do motor deve ser verificada de tal modo que não
esteja obstruída. A janela deve ser mantida totalmente aberta e a porta fechada (mas não
trancada, pois objetiva-se somente isolamento acústico durante a operação), servindo como
rota de fuga em caso de sinistro. O extintor de incêndio deve estar em um local adequado e
acessível, devidamente calibrado (pressão adequada e teste hidrostático ambos dentro da
validade), também por motivos de segurança.
Após a partida do motor, verifica-se em todo o circuito hidráulico e também no
circuito de exaustão a possibilidade de vazamentos, durante um intervalo de tempo de 5
minutos. Verifica-se ainda (neste mesmo intervalo de tempo) se existem vibrações excessivas
nas tubulações de sucção e descarga. Havendo vazamento ou vibrações excessivas, a operação
39
deverá ser cancelada imediatamente e o motor desligado (procedendo-se com as verificações
e manutenções necessárias).
Descrição da rotina de testes
Para cada combustível, 5 valores de rotação do conjunto são selecionadas para a
análise, com a utilização do sensor de rotações. Para cada uma das rotações, 5 valores de
vazão são fixados como parâmetros operacionais de referência para os testes. Recomenda-se
não realizar o teste com a válvula globo totalmente fechada (situação de shutoff, ou seja,
vazão igual a zero). Para o estudo em vazões reduzidas (maiores que zero, porém bastante
inferiores à vazão com válvula globo totalmente aberta, para qualquer valor de rotação)
recomenda-se a leitura das orientações e recomendações sobre a operação com fluxo
reduzido, no capítulo seguinte (4). Estas recomendações são importantes para evitar-se o
problema de superaquecimento.
Para cada um dos parâmetros, realiza-se o teste (medindo-se simultaneamente as
variáveis envolvidas (temperatura ambiente, temperatura de sucção, temperatura de descarga,
pressão de sucção e pressão de descarga). Com a automatização do sistema, o teste poderia ser
realizado durante um intervalo de tempo. Assim sendo a avaliação exergética seria realizada
considerando-se a média temporal das medidas experimentais. A princípio, considera-se que a
média temporal seja uma hipótese suficiente para o problema (a média temporal representaria
de maneira satisfatória o regime permanente). Entretanto, somente com a realização dos testes
em formato temporal, seria possível observar se esse tipo de estudo é suficiente. Caso não seja
suficiente, um estudo mais detalhado das características não permanentes seria necessário.
Portanto, para cada teste são medidos os valores de pressão na sucção e na descarga da
bomba (com a utilização dos medidores de pressão), assim como a temperatura da água no
tanque9 e temperatura ambiente (com a utilização do conjunto de medição de temperatura).
Assim sendo, obtém-se o valor de cada parâmetro necessário para a avaliação exergética
9
A temperatura na sucção é aproximada pela temperatura da água no tanque, em um ponto próximo à entrada da
água na tubulação de sucção. Portanto, o termômetro deve ser posicionado de modo que seja possível o
levantamento da temperatura da água no tanque. A temperatura na descarga é aproximada pela temperatura da
água na saída da tubulação de descarga (retorno). Novamente, o termômetro deve ser posicionado de tal forma
que seja possível o levantamento da temperatura da água de retorno. Esta medição poderia ser otimizada com a
instalação de transmissores de temperatura nas linhas de sucção e descarga, em pontos localizados próximos à
bomba, como será explicado mais adiante.
40
(pressão na sucção, pressão na descarga, temperatura na sucção, temperatura na descarga e
temperatura ambiente).
O levantamento da altura manométrica ou head útil Hútil (energia que necessita ser
cedida ao líquido pela bomba para promover seu escoamento no circuito hidráulico em
questão, em uma condição operacional fixada) pode ser realizado pela razão entre a pressão
diferencial Pd – Ps (diferença entre os valores da pressão de descarga e pressão de sucção) e o
peso específico da água γágua – equação (20). Então, para cada vazão, existirá um valor de
altura manométrica associado.
Hútil = (Pd – Ps) / γágua
(20)
Com os valores de pressão (sucção e descarga) e temperatura (sucção e descarga), é
possível o levantamento dos valores de entalpia específica (sucção e descarga) e entropia
específica (sucção e descarga), conforme descrito no capítulo 2, uma vez que os estados
inicial e final (entrada e saída da bomba) estarão totalmente definidos pelas propriedades
pressão e temperatura (o estado de um sistema compressível simples é totalmente definido por
duas propriedades termodinâmicas intensivas e independentes).
A água, a princípio, deve ser modelada como líquido comprimido na entrada e saída
da bomba. A temperatura ambiente também é medida durante o teste, em um ponto localizado
a 1 metro da bomba, ou seja, afastado da vizinhança imediata do volume de controle (não
afetado pelo processo).
Portanto, é possível o levantamento de Wu e Wrev, respectivamente, por meio das
equações (5) e (18). Levanta-se então, para cada condição operacional (combustível, rotação,
vazão, altura manométrica) o valor da eficiência de Segunda Lei, ou seja, o quanto a bomba se
aproxima do consumo mínimo de trabalho (reversível). É possível ainda levantar o valor da
energia desperdiçada durante o teste pela diferença Wu – Wrev. Concluindo, é possível a análise
do melhor desempenho possível para a bomba do conjunto motobomba, além da comparação
qualitativa entre os combustíveis testados no motor. A tabela 1 representa a rotina de testes
descrita anteriormente, servindo somente como sugestão para o registro dos dados
experimentais:
41
Tabela 1: rotina de testes para análise de Segunda Lei do conjunto motobomba
Avaliação exergética experimental de um conjunto motobomba, com motor a combustão interna utilizando diesel padrão e
biodiesel
Vazão
Combustível
RPM
[m3/h]
Eficiência de
Energia
Consumo
Segunda Lei
desperdiçada –
específico
[%]
Ẇu–Ẇrev [kW]
[g/kWh]
Altura
manométrica [m]
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Diesel padrão
RPM1
Biodiesel
Diesel padrão
Biodiesel
RPM2
Diesel padrão
Biodiesel
RPM3
Diesel padrão
Biodiesel
RPM4
42
Diesel padrão
Biodiesel
RPM5
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[...]
É importante notar as diversas possibilidades de análise existentes, para cada
combustível utilizado. Como primeira análise tem-se a avaliação da variação da eficiência de
Segunda Lei e da energia desperdiçada com a variação da rotação. A variação da rotação
representa uma situação comumente encontrada em muitos processos industriais. Quando as
condições de processo demandam ajuste de vazão da bomba, utiliza-se como uma das
soluções a variação de rotação (como exemplo, bombas acionadas por motores elétricos
utilizam dispositivos de variação de velocidade – Variable Speed Drives, VSD).
Como os princípios de uma bomba são os mesmos independentemente do setor no
qual ela é empregada, justifica-se então esta análise. Fixando-se uma posição de abertura para
a válvula de controle de vazão, é possível realizar-se duas análises: ηII x RPM (Eficiência de
Segunda Lei x Rotações por minuto) e Ed x RPM (energia desperdiçada x Rotações por
minuto). Por exemplo, com o aumento da rotação tem-se o aumento da vazão, sendo possível
a análise exergética para cada valor de RPM.
Muitas bombas, entretanto, operam em regime de rotação fixa. Neste caso,
considerando a possibilidade de variação da vazão (demanda do processo) é possível o estudo
da variação da eficiência de Segunda Lei e da energia desperdiçada com a variação da vazão,
para uma rotação constante. Assim sendo, é possível a realização das seguintes análises: ηII x
Q (Eficiência de Segunda Lei x Vazão) e Ed x Q (energia desperdiçada x Vazão). Por
exemplo, mantendo-se a alavanca de aceleração do motor em uma posição fixa (RPM
constante) e realizando-se 5 manobras na válvula de controle (5 vazões distintas) é possível a
análise exergética para cada valor de vazão.
A altura manométrica é um importante parâmetro no contexto das bombas. Ela
representa, em outras palavras, a resistência imposta pelo sistema ao escoamento, para uma
dada condição operacional. Fixando-se um valor de rotação, é possível a análise da variação
da eficiência de Segunda Lei e da energia desperdiçada com a variação da altura
43
manométrica. Outras duas análises possíveis são: ηII x H (Eficiência de Segunda Lei x Head)
e Ed x H (energia desperdiçada x Head).
3.1.3 Descrição e especificações dos equipamentos
Todas as informações contidas neste item, relativas às características técnicas dos
equipamentos, foram informadas pelos respectivos fabricantes/fornecedores, sendo portanto
de responsabilidade destes últimos. Informações técnicas sem fonte indicada (referência)
foram reproduzidas dos manuais enviados pelos fabricantes com os equipamentos.
Tanque
O tanque utilizado no projeto é uma caixa d’água do fabricante Fibromar (figura 18),
feita em polietileno, com capacidade nominal de 310 litros. A caixa possui projeto moderno, é
leve, flexível, resistente e fácil de limpar. Ela possui sistema de fechamento da tampa que
dispensa acessórios, impedindo a entrada de animais, objetos e/ou quaisquer outros
particulados em suspensão. O material da caixa não desprende pigmentos e bloqueia a entrada
de luminosidade dentro do reservatório, impedindo a proliferação de algas e fungos. A tabela
2 apresenta as especificações da caixa, com base na figura 19.
Figura 18: tanque utilizado no projeto
44
Figura 19: dimensões do tanque
Fonte: [39]
Tabela 2: especificações do tanque
Fonte: [39]
Capacidade
nominal
Peso (vazia)
Dimensões
[kg]
[litros]
310
D
d
h
H
1040
829
480
640
8
Motobomba
O conjunto motobomba utilizado é do fabricante Lintec, modelo D50 – Diesel (figura
20), com motor diesel D5 (figura 21) e bomba acoplada (figura 22). Fundamentalmente, o
motor diesel trata-se de um motor a combustão interna e a bomba é do tipo centrífuga. As
tabelas 3 e 4 apresentam, respectivamente, as especificações do conjunto motobomba e do
motor. As figuras 23 e 24 apresentam, respectivamente, curva característica da bomba “vazão
x altura manométrica” (a figura apresenta vários modelos de motobomba, a curva relativa ao
modelo D50 é a curva azul) e curvas de performance do motor (RPM x Potência, RPM x
Torque, RPM x Consumo).
45
Figura 20: conjunto motobomba Lintec modelo D50
Figura 21: motor diesel D5
Figura 22: bomba centrífuga
46
Figura 23: curva característica da bomba “vazão x altura manométrica”
Fonte: [40]
Figura 24: curvas de performance do motor
Fonte: [40]
Tabela 3: especificações do conjunto motobomba
Fonte: [40]
Diâmetros (Sucção x Descarga) [polegadas]
2x2
Vazão máxima [m3/h]
36
Altura máxima de recalque [m]
26
Altura máxima de sucção [m]
8
Modelo do motor
D5
Cilindrada [cm3]
211
47
RPM do motor
3000
Capacidade do tanque combustível [L]
2,5
Peso [kg]
38
Dimensões (Comprimento x Largura x Altura) [mm]
475 x 400 x 500
Tabela 4: especificações do motor
Fonte: [40]
Modo de refrigeração
Ar
Potência NB (NBR 6396/ISO 3046) [Cv/kW/RPM]
4,2/3,1/3600
[Potência efetiva contínua limitada]
Potência NA (NBR 6396/ISO 3046) [Cv/kW/RPM]
3,8/2,8/3600
[Potência efetiva contínua não limitada]
Torque máximo (NBR ISO 1585) [daNm/RPM]
1,25/2500
Número de cilindros
1
Diâmetro do cilindro [mm]
70
Número de tempos
4
Curso do pistão [mm]
55
Cilindrada [cm3]
211
Capacidade do cárter [L]
0,75
Capacidade do tanque de combustível [L]
2,5
Consumo de combustível [g/kWh]
288,3
Sistema de partida
Manual, por corda
retrátil
Sistema de injeção
Direta
Peso vazio – linha standard [kg]
27
Dimensões (Comprimento x Largura x Altura) [mm]
324 x 410 x 416
Tubulações e conexões
Foram utilizadas tubulações e conexões roscadas (figura 25), em PVC e ferro,
conforme a disponibilidade de material na universidade. A linha de sucção possui diâmetro
nominal de 2 polegadas e a linha de descarga de 1 ½ polegadas (possuindo o trecho utilizado
para a ampliação do sistema 2 polegadas). Foram utilizados dois trechos de mangote
48
conectados nos bocais da bomba (um na sucção e outro na descarga), em polímero, para
atenuação de eventuais vibrações.
Figura 25: tubulações e conexões utilizadas no projeto
Medidores de pressão
Para a medição da pressão na sucção e na descarga tem-se dois manômetros do tipo
Bourdon. O manômetro utilizado na sucção é do fabricante Haenni, faixa de medição de 0400 mbar e classe de precisão igual a 1,6 (1,6% da faixa, ± 6,4 mbar). O manômetro utilizado
na descarga é do fabricante Genebre, faixa de medição de 0-4 kgf/cm2 e classe de precisão
igual a 2,5 (2,5% da faixa, ± 0,1 kgf/cm2).
Este tipo de manômetro consiste em um tubo de metal oco torcido como um gancho,
cuja extremidade é fechada e conectada a uma agulha indicadora. Quando o tubo está aberto
para a atmosfera, ele não se deforma e a agulha do mostrador, neste estado, está calibrada para
a leitura zero (pressão manométrica). Quando o fluido de processo pressuriza o tubo, o
mesmo se estica e move a agulha proporcionalmente à pressão aplicada. A figura 26 apresenta
o manômetro instalado na sucção (à esquerda) e o manômetro instalado na descarga (no
centro).
Para uma melhor estabilidade do ponteiro dos manômetros, tem-se amortecedores de
pulsação para manômetros, do fabricante Zürich. Esses dispositivos devem ser instalados
49
entre o processo e o medidor de pressão, para a absorção das oscilações ocorridas, permitindo
uma leitura estável. A figura 26 apresenta, à direita, o amortecedor de pulsação para
manômetro (observa-se os amortecedores instalados entre a tubulação de processo e os
manômetros). A tabela 5 apresenta as especificações dos manômetros.
Figura 26: manômetros e amortecedor de pulsação para manômetro
Tabela 5: especificações dos manômetros
Manômetro da sucção
Manômetro da descarga
Fabricante
Haenni
Faixa de medição
0-400 mbar
Classe de precisão
1,6
Conexão com o processo
Rosca, ½”, NPT
Diâmetro do visor
100 mm
Fabricante
Genebre
Faixa de medição
0-4 kgf/cm2
Classe de precisão
2,5
Conexão com o processo
Rosca, ¼”, NPT
Diâmetro do visor
63 mm
Medidor de vazão
Para a medição de vazão tem-se o medidor de vazão do fabricante Incontrol, tipo
eletromagnético, modelo VMS Pro, em PVC. O princípio de funcionamento é baseado na lei
de indução de Faraday, ou seja, quando um condutor elétrico se move num campo magnético
forma-se uma força eletromotriz (f.e.m.) no condutor, proporcional à velocidade do mesmo.
A força eletromotriz induzida no líquido, segundo a lei de Faraday, é igual ao produto
dos seguintes parâmetros: constante do instrumento; intensidade do campo magnético;
50
velocidade média do fluxo; distância entre os eletrodos. Como a intensidade do campo
magnético e a distância entre os eletrodos são constantes, logo a força eletromotriz é função
da vazão volumétrica (consequentemente da velocidade do fluido, uma vez que a área da
seção transversal também é constante). O equipamento, além de informar o valor da vazão
instantânea no display, gera sinais de saída de 4-20 mA proporcionais à vazão, pronto para
operar diretamente com CLPs (Controlador Lógico Programável) ou outros dispositivos
apropriados (ou seja, o medidor também pode ser utilizado como transmissor). A tabela 6
apresenta as especificações do medidor de vazão.
Figura 27: medidor de vazão
Tabela 6: especificações do medidor de vazão
Fonte: [41]
Fabricante
Incontrol
Modelo
VMS Pro
Diâmetro nominal
1 ½”
Faixa de velocidade
0,1 a 10 m/s
Sentido do fluxo
Unidirecional
Pressão nominal
5 bar
Temperatura de operação
Até 50ºC
Conexão ao processo
1 ½” BSP, com união
Precisão
0,1 a 0,3 m/s – 2% de leitura
Grau de proteção
IP 65
Alimentação
24 Vcc ± 10% (integral)
Sinal de saída
4-20 mA (4 fios) – Frequência de 1 kHz, padrão
(integral)
51
Material do corpo e tubo
PVC
Material do eletrodo
AISI 316L
Material do cabeçote
Policarbonato
Sensor de rotações
Para a medição das rotações do conjunto motobomba tem-se o Tacômetro Laser do
fabricante Sinometer, modelo DT-2234C, representado na figura 28. A tabela 7 apresenta as
especificações do instrumento. Quando operado como tacômetro de contato, permite o uso
como medidor de velocidade linear (m/s). No modo foto-tacômetro possui uma mira laser que
pode ser usada com precisão de até 2 metros de distância do ponto de medição de rotação.
Figura 28: sensor de rotações Sinometer DT-2234C
Tabela 7: especificações do sensor de rotações
Fonte: [42]
Fabricante
Sinometer
Modelo
DT-2234C
Faixa de Leitura
5 – 99999 RPM
Distância Máxima de Leitura
2m
Resolução
1.0 RPM
Precisão
±0,05% + 1 dgt
Laser
≤1 mW, Classe II
Tempo de Amostragem
1s
52
Dimensões (A x L x P)
190 x 72 x 37 mm
Peso
200 g
Para a medição das rotações, realiza-se uma leitura direta da rotação do volante de
inércia, a uma distância até dois metros do ponto de medição de rotação (por exemplo, a 0,20
m deste ponto). Assim sendo, o sistema de partida do motor deve ser removido, dando acesso
a um suporte preso diretamente ao volante de inércia. Esse suporte, por ser feito de aço
bicromatizado, possui uma superfície reflexiva. Essa característica poderia gerar um erro
inaceitável na medição. Portanto, as superfícies devem ser cobertas com fita opaca preta, e em
somente um ponto deve ser posicionada uma fita reflexiva própria para a medição, conforme a
figura 29.
Figura 29: fita reflexiva posicionada no volante de inércia do motor
Fonte: [42]
Conjunto de medição de temperatura
Para a medição das temperaturas ambiente, de sucção e de descarga, tem-se um
conjunto de medição de temperatura composto por dois termômetros digitais. O primeiro,
utilizado para a medição da temperatura ambiente, é do fabricante Hikari, modelo HK-T220
(figura 30, à esquerda), apropriado para medição de temperatura em ambientes como salas e
estufas. O modelo HK-T220 possui precisão adequada à medição da variável T0, assim como
resolução suficiente (0,1º). O segundo, utilizado para a medição das temperaturas de sucção e
descarga, é do fabricante Instrutherm, e trata-se de um termômetro digital portátil de precisão
RTD, modelo THR-080 (figura 30, à direita). As tabelas 8 e 9 apresentam, respectivamente,
as especificações técnicas dos modelos HK-T220 e THR-080.
53
Nenhuma bomba é perfeita, apresentando eficiência igual a 100%. O reflexo das
perdas internas inerentes aos efeitos dissipativos, como será explicado mais adiante, é o
aumento da temperatura do fluido ao escoar pela bomba. Contudo, é esperado um aumento
muito pequeno da temperatura do fluido. Por essa razão, a medição de temperatura deve ser
realizada com a utilização de instrumentos de maior precisão e resolução.
O termômetro digital THR-080 trata-se de um termômetro profissional com alta
precisão e resolução de 0,01º. Este termômetro possui sensor de platina TP-100 com
coeficiente de temperatura da resistência dimensionado conforme a norma DIN IEC 751,
apropriado para a medição das variações de temperatura na resistência.
Uma observação importante está relacionada à medição de temperatura: considera-se
no projeto que a variação de temperatura entre os pontos analisados (ou seja, entrada e saída
da bomba – bocais de sucção e descarga, respectivamente) e os pontos onde a medição de
temperatura é de fato realizada (ou seja, no tanque, na entrada da tubulação de sucção e na
saída da tubulação de descarga) é desprezível. Essa hipótese é bastante razoável, uma vez que
o tempo de escoamento entre os pontos mencionados (considerando a velocidade do fluido e o
comprimento entre os pontos) não permite trocas térmicas efetivas entre o fluido e o ambiente
(condução e convecção na parede do tubo ou mesmo radiação solar). Trocas térmicas através
da carcaça da bomba também são desprezíveis e essa hipótese também é bastante razoável
(por isso a bomba é considerada adiabática).
Figura 30: conjunto de medição de temperatura
Tabela 8: especificações do termômetro modelo HK-T220
Fabricante
Hikari
Modelo
HK-T220
Faixa de Temperatura Interna
0 – 60ºC (32 – 140ºF)
54
Faixa de Temperatura Externa
-50 – 70ºC (-58 – 158ºF)
Precisão Básica de Temperatura
± 2ºC
Ambiente de Operação
0 – 60ºC
Comprimento do cabo do sensor externo
3m
Alimentação
1 bateria AAA
Dimensões (A x L x P)
85 x 65 x 20 mm
Peso
75 g
Tabela 9: especificações do termômetro modelo THR-080
Fabricante
Instrutherm
Modelo
THR-080
Especificações gerais
Display
Display 62 x 34 mm, com dígitos de
13 mm
Tipo de Sensor
Sensor de platina TP 100Ω
Funções
ºC, ºF, 0,01º/0,1º, DATA HOLD
Resolução
0,01ºC/0,1ºC, 0,01ºF/0,1ºF
Precisão
± 0,1% + 0,2ºC
Conector
Soquete DIN 4 pinos
Taxa de amostragem
Aproximadamente 0,4 segundos
Função Hold
Congela os valores no Display
Memória
Memoriza os valores máximos e
mínimos com reprise
Saída de Dados
Interface Serial RS-232
Alimentação
1 bateria de 9 V
Temperatura de Operação
0 a 50ºC (32 a 122ºF)
Umidade de Operação
Menor que 80% RH
Dimensões
180 x 72 x 32 mm
Peso
285 g
55
Filtro Y
O filtro Y (filtro de linha) utilizado é do fabricante Mipel, classe de pressão 150#, em
bronze, com diâmetro nominal de 2 polegadas, para a proteção da bomba contra a entrada de
partículas no sistema de sucção (que poderiam causar danos por erosão). O peso do filtro é de
2,45 kg e as dimensões A e B (figura 31) são iguais a, respectivamente, 150 mm e 108 mm.
Figura 31: filtro Y
Válvula Globo
A válvula globo utilizada é do fabricante Mipel, classe de pressão 150#, em bronze,
com diâmetro nominal de 1 ½ polegadas, para a realização do controle de vazão descrito
anteriormente. O peso da válvula é de 2,25 kg e as dimensões A, B e C (figura 32) são iguais
a, respectivamente, 118 mm, 182 mm e 100mm.
Figura 32: válvula globo
56
Balança digital
Para a avaliação do consumo de combustível, proposta mais adiante, tem-se a balança
digital do fabricante GEHAKA, modelo BG 1000 (figura 33), com carga máxima de 1010 g,
faixa de tara até a carga máxima, drift de ± 4.10-6, repetibilidade de ± 0,01 g, linearidade de ±
0,02, estabilização de 2 segundos, tempo de medida entre 0,5 e 4 segundos, frequência de
50/60 Hz, consumo de 16 VA, diâmetro do prato de 110 mm, dimensões totais de 240 x 260 x
55 mm e peso de 5,2 kg.
Figura 33: balança digital
Sistema de aquisição de dados
O sistema de aquisição de dados disponível trata-se de um aquisitor de dados do tipo
data logger, do fabricante Graphtec, modelo GL220 modelo eletrônico, capaz de gravar
informações adquiridas por sensores externos (transmissores) em relação ao tempo. Esses
dispositivos são compactos, alimentados por baterias, microprocessados e capazes de se
comunicar com computadores. O modelo GL220 possui 10 canais analógicos e software
compatível com o sistema windows. Há a possibilidade de exportação dos dados para
planilhas eletrônicas, como por exemplo o software excel. O sistema é capaz de receber sinais
de corrente, tensão ou pulsos. A tabela 10 apresenta as especificações do sistema de aquisição
de dados.
O teste preliminar (descrito mais adiante) foi realizado sem a utilização do sistema de
aquisição de dados, pois a implementação deste último encontra-se em avanço. Contudo, um
cenário ideal seria a completa automatização das medições, com a utilização de transmissores,
sistema de aquisição e computador, para uma melhor precisão e aumento da produtividade
57
dos dados medidos. Além do sistema de aquisição de dados, tem-se também disponível uma
fonte para a alimentação do medidor de vazão e de outros instrumentos (desde que a demanda
total não ultrapasse a capacidade da fonte). A figura 34 apresenta o sistema de aquisição de
dados (à esquerda) e a fonte de alimentação (à direita).
Tabela 10: especificações do sistema de aquisição de dados
Fabricante
Graphtec Corp.
Modelo
GL220
Canais analógicos
10
Intervalo de Amostragem
10 ms a 1 h
Dimensões (L x P x A)
194 x 117 x 42 mm
Figura 34: sistema de aquisição de dados e fonte de alimentação
3.2 Caracterização dos fluidos utilizados nos testes
3.2.1 Caracterização do fluido de processo
O fluido de processo utilizado é água à temperatura ambiente. Como caracterização da
água é suficiente o levantamento da massa específica ρágua (por meio de um densímetro ou por
picnometria, por exemplo). Admitindo-se o valor da gravidade local g (em unidades métricas)
constante e igual a 9,81 m/s2 (9,807 m/s2 para o nível do mar e 45º de latitude), é possível o
levantamento do peso por unidade de volume ou peso específico da água γágua por meio do
produto entre ρágua e g.
Portanto, é possível o cálculo da altura manométrica por meio da equação (20), de
modo que para cada condição operacional (combustível selecionado – RPM – vazão) existirá
um valor de altura manométrica em metros. Esse valor representa o total de energia que deve
ser cedido ao fluido de processo pela bomba, para promover o escoamento em uma condição
58
operacional específica. Com isso, é possível a análise de eficiência de Segunda Lei e energia
desperdiçada, com o aumento ou diminuição da resistência imposta pelo sistema10 (head
estático + head dinâmico), convenientemente calculada com base nas condições de entrada e
saída da bomba (variações de energia cinética e potencial desprezíveis, portanto a altura
manométrica é função somente da diferença das pressões manométricas entre descarga e
sucção, o que equivale ao head total do sistema – head estático + head dinâmico)11.
Em geral, a massa específica de uma substância é função da pressão e da temperatura.
Entretanto, adotando-se a hipótese de fluido incompressível, utiliza-se o valor levantado de
ρágua para o cálculo da altura manométrica em todas as condições operacionais. Para a
definição dos estados inicial e final (entrada e saída da bomba), a água é modelada, a
princípio, como líquido comprimido. A água modelada como líquido saturado poderia gerar
erros inaceitáveis no valor da entalpia do estado final do processo, consequentemente
resultando em erros no cálculo da potência consumida. Entretanto, uma comparação entre os
dois modelos será realizada em relação aos resultados do teste preliminar, e será apresentada
mais adiante.
3.2.2 Caracterização dos combustíveis utilizados
Este item tem por objetivo apresentar as especificações dos padrões do diesel de
referência e do biodiesel a serem utilizados nos testes, conforme as normas de especificação
da Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis (ANP). A caracterização é
um processo paralelo aos testes, para registro, servindo como base de dados na comparação
10
Como a bomba faz a transferência de água em circuito fechado e reservatório aberto para a atmosfera, a
parcela relativa ao head estático é muito baixa quando comparada à parcela relativa ao head dinâmico (o head
estático é função somente da pequena diferença entre as alturas estáticas de sucção e descarga, uma vez que
trata-se somente de um reservatório e o mesmo não está pressurizado) e portanto a altura manométrica é
praticamente função das perdas de carga nas tubulações, ou seja, função do head dinâmico. Ainda, as variações
de velocidade do fluido são consideradas desprezíveis.
11
É importante notar que não precisamos levantar a curva do sistema para a análise da altura manométrica; ou
seja, não precisamos calcular o head estático (diferença entre as alturas de sucção e descarga) e o head dinâmico
(soma das perdas de carga nas tubulações de sucção e descarga). A altura manométrica no projeto foi levantada
diretamente medindo-se os valores de pressão na sucção e descarga da bomba, considerando desprezíveis as
variações de energia cinética, potencial e interna (esta última por estar relacionada à degradação de energia no
interior da bomba, portanto, não contribuindo para a transferência de líquido). A altura manométrica assim
levantada equivale à altura manométrica total do sistema, relacionada ao head total do sistema (estático +
dinâmico). Este método encontra aplicação quando já existe a instalação, como é o caso do projeto.
59
qualitativa entre os combustíveis testados. Uma breve descrição dos combustíveis também é
realizada.
Legislação
A caracterização objetiva a verificação do enquadramento das diversas propriedades
do combustível conforme os limites estabelecidos por norma, segundo os métodos de teste
aplicáveis. Os anexos 2 e 3 apresentam, respectivamente, a especificação para o óleo diesel de
referência (conforme o regulamento técnico ANP Nº 9/2011 – Resolução ANP Nº 71, de
20/12/2011) e a especificação para o biodiesel (conforme o regulamento técnico ANP Nº
4/2012 – Resolução ANP Nº 14, de 11/05/2012). Os regulamentos em questão tratam-se das
últimas revisões disponibilizadas pela ANP na referência [43].
Descrição dos combustíveis
O diesel é um combustível derivado do petróleo, constituído basicamente por
hidrocarbonetos. Ele é um composto formado principalmente por átomos de carbono e
hidrogênio, e em baixas concentrações por enxofre, nitrogênio e oxigênio. É um produto
inflamável, medianamente tóxico, volátil, límpido, isento de material em suspensão e com
odor forte e característico. A partir do refino do petróleo obtém-se, pelo processo inicial de
destilação atmosférica, entre outras, as frações denominadas de óleo diesel leve e pesado,
básicas para a produção de óleo diesel. A estas últimas podem ser agregadas outras frações
como a nafta, o querosene e o gasóleo leve de vácuo resultando o produto conhecido como
óleo diesel [44].
O biodiesel é um éster de ácidos graxos, produzido por meio de reações químicas
complexas. Ele pode ser obtido por meio de algumas transformações, entre as quais a
transesterificação é a mais tradicional. Nesta reação, os óleos vegetais (triacilgliceróis, que
são os maiores componentes dos óleos vegetais) reagem na presença de um catalisador
(usualmente uma base) com um álcool (etanol ou metanol), para produzir os alquil ésteres
correspondentes (biodiesel) e glicerol [45], [46]. A figura 35 representa a reação de
transesterificação.
60
Figura 35: reação de transesterificação
Fonte: [45]
3.3 Teste preliminar do sistema
Um teste preliminar foi realizado com o objetivo de avaliar-se a operação do sistema
hidráulico e as medições relacionadas à metodologia. O combustível utilizado foi diesel puro
S50 obtido diretamente de uma refinaria (não caracterizado). A operação do conjunto
motobomba ocorreu em máxima rotação (estabelecida pelo posicionamento da alavanca de
aceleração do motor em posição máxima, valor não determinado), e três valores de vazão
foram selecionados para o teste (Q1 = 13,08 m3/h – válvula globo totalmente aberta; Q2 =
10,97 m3/h – posição intermediária da válvula globo; Q3 = 7,77 m3/h – posição da válvula
próxima ao fechamento da mesma). Para cada uma das vazões foi levantado o head, bem
como foram realizadas as medições das variáveis envolvidas na análise exergética. Os
resultados do teste e da análise exergética encontram-se no capítulo 4 do presente trabalho.
3.4 Análise da viscosidade de óleos vegetais e biodiesel
O estudo do comportamento reológico de óleos vegetais e de biodiesel também é
objetivo do presente trabalho. Esta análise foi realizada para o biodiesel de soja e para o
biodiesel de girassol, assim como para os seguintes óleos vegetais: óleo de milho, óleo de
canola, óleo de pinhão manso, óleo de soja, óleo de girassol e uma mistura de óleos (canola,
milho e girassol). Com base nos experimentos obteve-se a tensão de cisalhamento e a
viscosidade dinâmica a diferentes taxas de cisalhamento, à temperatura de 40ºC, para cada
61
amostra. Obteve-se ainda a viscosidade dinâmica de cada uma das amostras no intervalo de
temperatura de 24ºC a 85ºC. Por fim, foram comparadas as curvas levantadas
experimentalmente com as curvas resultantes da modelagem matemática da dependência da
viscosidade em relação à temperatura, utilizando-se a equação de Vogel.
3.4.1 Influência da viscosidade na operação dos motores diesel
A viscosidade representa uma importante propriedade do combustível. Ela é causada,
no caso dos combustíveis líquidos, por forças coesivas intermoleculares, conferindo
resistência ao escoamento do fluido [47]. Entender o comportamento reológico dos óleos
vegetais é o primeiro passo para o posterior estudo desses mesmos aspectos no biodiesel e
suas misturas (Bxx) com o diesel. Dois tipos de biodiesel (biodiesel de girassol e biodiesel de
soja) foram estudados para uma comparação com os óleos vegetais que os originaram.
Considerando o aumento recente do consumo de óleo diesel B no Brasil (5,2% em
2011 [48]) e ainda que o setor de transporte seja o principal demandante de óleo diesel no país
(respondendo o segmento rodoviário por significativos 64% da demanda [48]), é válido e
relevante mencionar a influência da viscosidade na operação do motor diesel automotivo,
mais precisamente nos sistemas de injeção de combustível. É importante também observar
que existe uma faixa ótima na qual o valor da viscosidade deve figurar. Valores acima
resultam no desgaste do trem de engrenagens, eixo de cames e tuchos do conjunto de bombas
injetoras, devido à maior pressão de injeção; por outro lado, valores abaixo podem não suprir
lubrificação adequada aos êmbolos, cilindro e injetores (no caso de regime hidrodinâmico de
lubrificação).
No início dos anos de 1980, com a redução do teor de enxofre no diesel, notou-se um
expressivo aumento no número de falhas de bombas injetoras rotativas (que constituem o
principal tipo de sistema de injeção diesel automotivo, no qual o próprio combustível
desempenha papel de lubrificante). Acreditava-se, equivocadamente, que o ajuste da
viscosidade (assim como a utilização de aditivos) solucionaria a baixa lubricidade recorrente
da remoção de enxofre. No entanto, de acordo com os trabalhos de Barbour, Rickeard e Elliot
(2000) e Wei e Spikes (1986), há a comprovação de que a viscosidade não exerce influência
na lubricidade12.
12
Isso porque o regime de lubrificação predominante nas partes afetadas da bomba injetora é por camada limite,
e não hidrodinâmico ou mesmo elasto-hidrodinâmico.
62
Na realidade, a viscosidade exerce influência na atomização do combustível e, em
última análise, na formação de depósitos no motor [45]. Um modelo de atomização muito
utilizado é aquele no qual o jato tem formato cônico a partir da saída do bico injetor, e o
ajuste de viscosidade impacta na otimização dos parâmetros inerentes ao modelo, como
alcance do spray, distribuição de diâmetros do spray e tempo de ruptura das gotas de
combustível [49].
Quanto maior a viscosidade, maior a tendência do combustível em atomizar-se de
forma deficiente, não contribuindo para a formação de uma boa mistura ar-óleo diesel, e
consequentemente, resultando em uma má combustão. Por outro lado, uma viscosidade muito
baixa provoca um diâmetro médio de gotícula demasiadamente pequeno, o que diminui o
alcance das partículas dentro da câmara, e parte do óleo não é queimada [45].
3.4.2 Materiais
Os óleos vegetais utilizados nos testes de viscosidade, assim como a mistura de óleos,
foram comprados no mercado local e utilizados sem tratamento adicional. O óleo de pinhão
manso, o biodiesel de girassol e o biodiesel de soja foram produzidos na Universidade Federal
Fluminense, no Laboratório de Mecânica dos Fluidos e Tecnologia Ambiental (LAMETA).
3.4.3 Procedimentos
Para os testes de viscosidade foi utilizado o reômetro Haake RS50 (figura 36) com
banho termostático K20 e cabeça controladora DC5. O reômetro possui um software
acoplado, denominado RheoWin Job Manager (figura 37), para gerenciamento dos
parâmetros dos testes, aquisição e tratamento dos dados medidos. No software, deve ser
selecionado o sensor mais apropriado (para cada tipo de fluido), a temperatura de trabalho e o
tipo de análise requerida. Os seguintes modos de teste estão disponíveis: tensão controlada
(CS); deformação controlada (CR); oscilação (OSC).
63
Figura 36: reômetro Haake RS50
Figura 37: software RheoWin Job Manager
Para o estudo em questão, foi selecionado o sensor DG 41 (figura 38), e as análises
realizadas foram curva de escoamento à temperatura de 40ºC e rampa de temperatura de 24ºC
a 85ºC. Foram utilizadas amostras de 6,3 mL de volume, como indicado pelo fabricante do
sensor.
64
Figura 38: sensor DG 41
65
Capítulo 4
Resultados e Discussão
4.1 Conjunto motobomba
A partida do conjunto motobomba foi realizada conforme a descrição da rotina de
testes apresentada no item 3.1.2 – Descrição dos testes – Preparação inicial. A operação
apresentou comportamento adequado, conforme previsto na fase de projeto básico. O sistema
(circuito hidráulico) apresentou alguns pontos de vazamento (nas conexões roscadas), que
foram posteriormente eliminados. Os suportes de tubulação instalados mostraram-se eficazes,
uma vez que a vibração existente (com base em observação) foi mínima, plenamente aceitável
para a realização dos testes. A transferência de água foi realizada de maneira satisfatória, ou
seja, o conjunto motobomba disponibilizou energia suficiente para elevar a água até o
reservatório.
O controle de vazão realizado pela introdução da válvula globo no sistema operou
conforme previsto. A abertura e o fechamento da válvula globo instalada na linha de descarga
resultaram, respectivamente, em aumento e redução de vazão. Com o fechamento da válvula
globo observou-se um aumento no head, conforme previsto. O fechamento da válvula globo
introduz uma perda de carga localizada, o que aumenta o head do sistema, particularmente o
head dinâmico. Em resposta a esse aumento, a pressão de descarga da bomba eleva-se
(medida antes da válvula globo), de modo a vencer a resistência adicional imposta, mantendose a transferência de água. A pressão de sucção também eleva-se, porém com menor variação.
Uma observação importante é que a máxima vazão que o conjunto motobomba é
capaz de processar está relacionada à máxima rotação e à condição de válvula de controle
(válvula globo) totalmente aberta (considerando-se ainda a abertura total da válvula esfera –
registro – da linha de sucção, bem como a ausência de fenômenos como recirculação e
cavitação).
Na condição de abertura total das válvulas mencionadas anteriormente (e máxima
rotação), o valor de vazão medido foi igual a aproximadamente 13 m3/h. Conforme pode ser
observado na curva de desempenho da bomba (figura 23) a máxima vazão do conjunto
(bomba) é aproximadamente igual a 35 m3/h. Entretanto, o sistema oferece certa resistência,
de modo que no cruzamento da curva da bomba com a curva do sistema o ponto de trabalho
66
estará sempre relacionado à uma vazão menor do que a máxima vazão informada na curva da
bomba (ponto deslocado para a esquerda). Assim sendo, para uma determinada rotação,
haverá possibilidade de variação da vazão desde um valor máximo (válvulas totalmente
abertas e desempenho otimizado) até um valor mínimo (próximo ao fechamento total da
válvula, evitando-se o fechamento total da válvula, como será explicado a seguir).
As bombas centrífugas são, geralmente, selecionadas para uma dada capacidade
(vazão) e altura manométrica total (head), quando operando na velocidade nominal. Estas
características são referidas às condições nominais de serviço e, com poucas exceções,
representam as condições em que a bomba irá operar a maior parte do tempo. A eficiência da
bomba deverá ser máxima nestas condições e as bombas são assim selecionadas, sempre que
possível. Frequentemente, entretanto, necessita-se que bombas operem com capacidades e
alturas manométricas que diferem consideravelmente das condições nominais. Este problema
pode ser grave no caso de bombas trabalhando com fluxo reduzido, devido ao aquecimento do
fluido bombeado [36].
A diferença entre a potência consumida (real) e a potência desenvolvida (consumo
mínimo) representa a perda de potência dentro da bomba. Esta perda de potência é convertida
em calor e transferida para o líquido que passa através da bomba [36]. Caso a bomba opere
contra uma válvula completamente fechada, a perda da potência será igual à potência
desenvolvida na vazão nula (shutoff) e, como não passa nenhum fluxo através da bomba, toda
esta potência vai aquecer a pequena quantidade de líquido contido dentro da carcaça da
bomba. Enquanto este processo ocorre, duas hipóteses são possíveis: na primeira, o tempo é
insuficiente para que o calor seja transferido para a carcaça da bomba, que por sua vez
aquece-se e dissipa este calor para a atmosfera; na segunda, o tempo seria insuficiente para a
transferência de calor do líquido para a carcaça.
Para o estudo na vazão de shutoff, é necessária a determinação do tempo máximo
permissível de operação com vazão nula. O tempo máximo permissível é função de diversos
parâmetros, segundo equações como a disponível na referência [36]. A equação apresentada
nesta referência relaciona os seguintes parâmetros: taxa de aumento de temperatura, potência
consumida na vazão nula, massa do líquido contido na bomba e calor específico do líquido.
Assim sendo, conhecendo-se o valor da temperatura máxima permissível tem-se, subtraindose a temperatura normal, o incremento máximo permissível. Ao associar-se este incremento
ao valor do aumento de temperatura na unidade de tempo, é possível determinar-se o tempo
máximo permissível de operação com vazão nula, que deve ser a rigor respeitado para que o
67
problema de superaquecimento seja evitado. Ainda assim, a operação em shutoff não deve ser
realizada pelos motivos descritos mais adiante.
Na realidade, algum aquecimento é esperado, pois estará relacionado à geração de
entropia na bomba. Entretanto, o estudo realizado com valores de vazão reduzidos poderia
novamente gerar o problema de superaquecimento. Geralmente, o valor de vazão mínima é
um dado informado pelo fabricante da bomba. Contudo, assim como o valor de NPSH (Net
Positive Suction Head) requerido, o valor de vazão mínimo não foi informado.
Existem algumas equações para a estimativa do incremento de temperatura. Algumas
delas, quando adequadas, tornam-se bastante práticas quando tem-se as curvas características
da bomba. Uma dessas equações, disponibilizada na referência [36] permite o levantamento
do incremento de temperatura com base nos valores de rendimento e head (associados a uma
determinada vazão) obtidos das curvas. Assim sendo, com o valor de temperatura máxima
permissível (e consequentemente o incremento de temperatura máximo permissível) é
possível determinar-se a vazão mínima para evitar-se o problema de superaquecimento.
Como já foi descrito, não tem-se as curvas de eficiência (rendimento) da bomba.
Assim sendo, não é possível a determinação do incremento de temperatura com relações que
dependam de dados extraídos de curvas. Entretanto, existem outras equações que permitem o
levantamento do incremento de temperatura, com base nas potências (consumo mínimo e
consumo real), na vazão e no calor específico do líquido (referência [36]).
Recomenda-se então, tanto nos testes por curto período de tempo como nos testes por
longo período de tempo (formato temporal), o monitoramento da temperatura da carcaça da
bomba, assim como da própria água na descarga, no caso de testes com vazão reduzida. Caso
seja observado algum aumento anormal de temperatura (aquecimento na carcaça ou
incremento de vários graus na temperatura da água na descarga, o teste deverá ser
imediatamente interrompido, pois tais situações podem ser reflexo de um início de
superaquecimento. Neste caso, desliga-se o motor por um tempo suficiente para o conjunto
resfriar-se. Durante este intervalo de tempo, não deve-se abrir/manobrar a válvula globo (ou
qualquer outra válvula), para que evite-se a saída (explosão) do vapor gerado, altamente
energizado.
O superaquecimento é, portanto, um fenômeno associado à condição de shutoff, assim
como à condição de valor de vazão abaixo do valor de vazão mínimo. Ambas as situações
podem resultar em um aumento de temperatura (devido ao atrito) de modo que o líquido
poderá vaporizar-se. Dependendo do tempo de operação, esse fenômeno poderá gerar danos
68
irreversíveis à bomba. Em alguns casos ocorridos na prática [50] é possível que ocorra um
rápido aumento de temperatura, uma vez que há vaporização. Em períodos relativamente
curtos de tempo uma bomba poderá alcançar um nível energético suficiente para causar a
explosão da mesma [50].
A tabela 11 apresenta os valores de vazão medidos13 (o medidor de vazão informa a
vazão volumétrica instantânea em m3/h), os valores de pressão manométrica (Pa) na sucção e
na descarga, o valor da massa específica da água em kg/m3 (caracterização por picnometria14),
o valor da aceleração da gravidade (m/s2), o valor do peso específico da água (N/m3) e os
valores de head (m). O head foi calculado pela razão entre a pressão diferencial (pressões
manométricas) e o peso específico da água. Para que o head tenha unidade de metros, é
necessário que a pressão esteja em Pa (N/m2). O peso específico da água é calculado pelo
produto entre a massa específica da mesma e a aceleração da gravidade.
Tabela 11: vazões, caracterização da água, head e pressões
Vazão
volumétrica
[m3/h]
Vazão
mássica
[kg/s]
Vazão
volumétrica
[m3/s]
Massa
específica da
água ρágua
[kg/m3]
Aceleração
da
gravidade
[m/s2]
Peso
específico da
água γágua
[N/m3]
Head [m]
Pressão de
sucção [Pag]
Pressão de
descarga
[Pag]
13,08
3,64
0,0036
1002,8
9,81
9837,468
12,20
7000
127000
10,97
3,05
0,0030
1002,8
9,81
9837,468
13,11
13000
142000
7,77
2,16
0,0022
1002,8
9,81
9837,468
15,65
27000
181000
A tabela 12 apresenta os valores de pressão e temperatura medidos na sucção e na
descarga da bomba, bem como os valores de temperatura ambiente, para cada um dos valores
de vazão. Observou-se um aumento da pressão de descarga (medida antes da válvula) com a
redução da vazão (fechamento parcial da válvula) como já mencionado anteriormente.
Observou-se ainda uma ligeira variação da temperatura ambiente entre os testes (vazões
estudadas). Para a definição do estado termodinâmico considera-se a pressão absoluta, que no
caso da inexistência de condição de vácuo, é igual a soma das pressões atmosférica e
13
Os demais valores de vazão (vazão mássica em kg/s e vazão volumétrica em m3/s) foram calculados a partir do
valor medido (para a vazão mássica considerou-se o valor da massa específica da água caracterizada por
picnometria, igual a 1002,8 kg/m3).
14
Um picnômetro de volume igual a 50 mL (@ 20ºC) foi utilizado para o levantamento da massa específica da
água. Uma amostra de água foi coletada do tanque e levada para o laboratório, onde o levantamento da massa
específica foi realizado com a utilização de uma balança digital, mantendo-se a temperatura do ambiente
controlada (condicionada), igual a 20ºC.
69
manométrica. Para a avaliação exergética, a temperatura ambiente (T0) deve ser expressa na
escala Kelvin. A variação de temperatura medida entre a sucção e a descarga é da ordem de
0,1ºC.
Tabela 12: pressões e temperaturas
Pressão de
Pressão de
Vazão
Pressão
sucção
sucção
volumétrica atmosférica
manométrica absoluta
[m3/h]
[bar]
[barg]
[bara]
Pressão de
Pressão de
Temperatura
Temperatura Temperatura
descarga
descarga
Temperatura
ambiente
de sucção
de descarga
manométrica absoluta
ambiente [K]
[ºC]
[ºC]
[ºC]
[barg]
[bara]
13,08
1,01
0,07
1,08
1,27
2,28
27,0
300,2
25,90
26,06
10,97
1,01
0,13
1,14
1,42
2,43
26,0
299,2
26,44
26,60
7,77
1,01
0,27
1,28
1,81
2,82
25,5
298,7
26,82
26,98
A tabela 13 apresenta os valores de entalpia e entropia específicas, respectivamente,
expressas em kJ/kg e kJ/kg.ºC. A relação kJ/kg.ºC / kJ/kg.K é igual a 1. Uma observação
importante é que o consumo reversível da bomba é levantado utilizando-se os mesmos estados
inicial e final do processo real. A tabela 13 apresenta ainda os valores de eficiência de
Segunda Lei e energia desperdiçada para cada uma das vazões estudadas.
Tabela 13: valores de eficiência de Segunda Lei e energia desperdiçada
Vazão
volumétrica
[m3/h]
h1 [kJ/kg]
h2 [kJ/kg]
s1
[kJ/kg.ºC]
s2
[kJ/kg.ºC]
Ẇu [kW]
Ẇrev [kW]
ηII [%]
Energia
desperdiçada
[kW]
13,08
108,689
109,469
0,379800
0,382004
2,836
0,431
15,19
2,405
10,97
110,952
111,740
0,387341
0,389538
2,403
0,399
16,59
2,004
7,77
112,554
113,365
0,392637
0,394823
1,752
0,342
19,50
1,410
Como primeira análise é possível observar que o consumo real da bomba (Wu) é maior
que o consumo ideal (Wrev), como previsto. A bomba consome mais energia de fato do que
consumiria se o processo fosse isento de irreversibilidades. A energia desperdiçada é a
diferença entre o consumo real e o consumo ideal, e representa a parcela energética adicional
necessária para a superação das irreversibilidades. Entende-se que este aumento (minúsculo)
de temperatura esteja associado à degradação de energia dentro da bomba. Para o caso
específico em questão (três vazões estudadas), observa-se um aumento da eficiência com a
redução da vazão. Entretanto, como não está disponível a curva de eficiência da bomba, a
70
afirmação de que a eficiência de Segunda Lei aumenta com a redução da vazão não seria
prudente15.
Com os resultados do teste, é possível também uma avaliação da eficiência
isoentrópica da bomba. A eficiência isoentrópica da bomba é definida como a razão entre o
trabalho necessário para elevar a pressão do líquido até um valor especificado de forma
isoentrópica e o trabalho de compressão real (equação 21):
ηiso,bomba = (h2s – h1) / (h2r – h1)
(21)
Na equação acima, h2s e h2r são os valores de entalpia no estado de saída para os
processos isoentrópico e real, respectivamente. Quanto mais próximo o processo real seguir o
processo isoentrópico (idealizado), melhor será o desempenho do dispositivo. Assim sendo, a
eficiência isoentrópica expressa quantitativamente o quão eficientemente um dispositivo real
se aproxima de um dispositivo idealizado. Na equação 21 o termo h2s – h1 representa o
consumo isoentrópico da bomba, e o termo h2r – h1 representa o consumo real da bomba.
O processo isoentrópico tem como pilar as relações Tds (duas relações Tds existentes).
Essas relações são obtidas a partir da forma diferencial da equação de conservação de energia
(Primeira Lei) para um sistema estacionário (massa fixa), contendo uma substância
compressível simples. As relações Tds são extremamente valiosas, uma vez que relacionam as
variações da entropia de um sistema às variações das outras propriedades. Essas equações
relacionam propriedades, portanto são independentes dos tipos de processo. Elas são válidas
para os processos reversíveis e irreversíveis e para os sistemas abertos e fechados [28].
Para a avaliação do processo isoentrópico da bomba, utiliza-se a primeira equação Tds
ou equação de Gibbs (22).
Tds = du + Pdv
15
(22)
Existe um valor de vazão associado à máxima eficiência. Tal ponto é denominado ponto de melhor eficiência.
Valores de vazão abaixo ou acima do ponto de melhor eficiência estão associados, portanto, a valores menores
de eficiência. Para o caso de uma bomba, a exergia ou energia disponível é a própria energia mecânica
transmitida pelo acoplamento eixo motor-eixo bomba. Isso significa que toda a energia (mecânica) está
disponível para a realização (ou consumo) de trabalho (o que não significa que será totalmente convertida ou
consumida de maneira ideal – menor consumo possível, ou seja, consumo necessário. Entretanto, para
afirmações mais consistentes inerentes à relação entre vazão e eficiência, seriam necessários mais pontos
estudados, bem como seria importante o acesso à curva de eficiência da bomba.
71
A equação de Gibbs pode ser reescrita, para que seja possível obter-se uma relação
para a variação de entropia para um processo entre dois estados:
ds = (du/T) + (Pdv/T)
(23)
Para as substâncias incompressíveis (variação de volume específico desprezível,
portanto variação de densidade ou massa específica – que é o inverso do volume específico –
desprezível) o segundo termo do lado direito da equação (23) pode ser desprezado, uma vez
que a quantidade dv é aproximadamente igual a zero. Assim sendo, a equação (23) pode ser
reescrita (24):
ds = (du/T) = (cdT)/T
(24)
Isso é possível uma vez que cp = cv = c e du = cdT para as substâncias
incompressíveis. A igualdade cp = cv para as substâncias incompressíveis (onde cp é o calor
específico a pressão constante e cv é o calor específico a volume constante) pode ser
matematicamente demonstrada. Esta demonstração na realidade é uma conclusão da equação
de Mayer, [28], pp. 540-541, que relaciona os dois calores específicos, o volume específico, a
temperatura (termodinâmica), a expansividade volumétrica e a compressibilidade isotérmica.
A variação de entropia expressa na equação (24) pode ser obtida por integração (os
limites de integração são os estados inicial e final do processo):
s2 – s1 = ∫c(T) (dT/T) = cmédln(T2/T1)
(25)
Na equação (25) cméd é o calor específico médio da substância no intervalo de
temperatura considerado. Uma observação importante a respeito da equação (25) é que a
variação da entropia de uma substância verdadeiramente incompressível depende apenas da
temperatura e independe da pressão. Para um processo isoentrópico tem-se s1 = s2. Neste caso,
a variação de entropia é igual a zero (s2 – s1 = 0). Assim sendo, o termo cmédln(T2/T1) é igual a
zero, o que resulta em T2 = T1 (ln[1] = 0), uma vez que cméd não pode ser zero, pela primeira
Lei da Termodinâmica.
No caso de um compressor as condições de entrada e a pressão de saída do gás são as
mesmas para o compressor real e para o compressor isoentrópico. Neste caso, obtém-se h1 e
72
h2r pela medição dos estados de entrada e saída (processo real), sendo a entalpia no estado de
saída (para o processo isoentrópico) levantada pelo uso de uma das relações isoentrópicas dos
gases ideais. No caso de uma bomba, o valor de h2s pode ser obtido de duas maneiras. Na
primeira, considera-se o estado de saída definido por s2 = s1 (processo isoentrópico) e P2s =
P2r (pressão absoluta de saída do processo isoentrópico igual à pressão absoluta do processo
real. Na segunda, considera-se P2s = P2r e T2s = T1r (temperatura de saída do processo
isoentrópico igual à temperatura de entrada do processo real, uma vez que o processo
isoentrópico de substâncias incompressíveis é também um processo isotérmico, como
demonstrado a partir da equação (25) – T2 = T1). Os valores de h1 e h2r são obtidos do
processo real.
A tabela 14 apresenta os valores de h2s e de eficiência isoentrópica (calculada
utilizando-se os valores de h2s levantados por s2 = s1 e P2s = P2r) para cada uma das vazões
estudadas.
Tabela 14: valores de h2s e de eficiência isoentrópica para as vazões estudadas
Vazão
volumétrica
[m3/h]
h1 [kJ/kg]
h2 [kJ/kg]
h2s
(reversível)
s2 = s1
P2s = P2r
[kJ/kg]
h2s
(reversível)
T2s = T1r
P2s = P2r
[kJ/kg]
13,08
108,689
109,469
108,810
108,800
15,51
10,97
110,952
111,740
111,082
111,071
16,50
7,77
112,554
113,365
112,709
112,696
19,11
ηiso,bomba [%]
É possível observar na tabela 14 que os valores de h2s (entalpia no estado final para um
processo reversível – ideal) são ligeiramente inferiores aos valores de h2r (entalpia no estado
final para um processo irreversível – real). Esse resultado está coerente, pois quanto maior a
variação de entalpia, maior será o trabalho consumido pela bomba. Portanto, a diferença de
entalpia considerando-se h2s é menor do que a diferença de entalpia considerando-se h2r, o que
já era esperado pois o consumo ideal é menor do que o consumo real. Os valores de eficiência
isoentrópica estão próximos dos valores de eficiência de Segunda Lei, o que também era
esperado. Uma observação importante é que o valor da eficiência isoentrópica depende
substancialmente do projeto dos componentes individuais que formam a bomba.
O consumo isoentrópico da bomba também poderia ser levantado pela diferença de
trabalho de escoamento (Pv) entre os estados (entrada e saída). As hipóteses adotadas são as
seguintes: dispositivo adiabático (Q = 0); variação de energia cinética desprezível (∆EC = 0);
variação de energia potencial desprezível (∆EP = 0); variação de energia interna igual a zero
73
(∆EU = 0), uma vez que o processo é isotérmico como já mencionado (u1 = u2 = u). Neste
caso tem-se Wiso = P2v2 – P1v1 (consumo isoentrópico igual à diferença de trabalho de
escoamento entre os estados).
Como a água é incompressível, a variação do volume específico é desprezível, logo
tem-se v1 = v2 = v. Portanto, o consumo isoentrópico é igual a v(P2 – P1). Como tem-se a
massa específica da água (ρágua = 1002,8 kg/m3), é possível o cálculo de v uma vez que o
mesmo é o inverso de ρ. Logo v é igual a aproximadamente 0,001 m3/kg. Considerando-se as
três vazões estudadas, 13,08 m3/h, 10,97 m3/h e 7,77 m3/h, o consumo isoentrópico é,
respectivamente, igual a 0,12 kJ/kg, 0,13 kJ/kg e 0,15 kJ/kg. Uma análise cuidadosa dos
resultados acima permite a conclusão de que os mesmos aproximam-se de maneira muito
satisfatória da diferença h2s – h1 relativa a sua respectiva vazão. Essa avaliação é muito
importante pois demonstra o bom grau de certeza inerente às entalpias levantadas no projeto.
No modelo proposto pela metodologia, as variações de energia cinética e potencial
podem ser desprezadas, uma vez que seus valores são consideravelmente menores do que os
valores de variação de entalpia (no caso de uma bomba). Uma avaliação das variações de
energia cinética e potencial foi realizada para comparação com as variações de entalpia nos
testes. Para a avaliação da energia cinética, utiliza-se a equação da continuidade, onde a vazão
é igual ao produto entre a velocidade do fluido e a área da seção por onde o mesmo escoa.
Como tem-se a área das tubulações e a vazão (medida), é possível obter-se a velocidade (e
portanto a energia cinética). Para a avaliação da energia potencial, considera-se uma diferença
entre bocais (sucção e descarga) da ordem de 0,1 m. A tabela 15 apresenta os valores de
variação das parcelas energéticas:
Tabela 15: valores de variação das parcelas energéticas
Vazão
volumétrica
[m3/h]
Variação
de
Entalpia
[kW]
Variação
de Energia
Potencial
[kW]
Variação
de Energia
Cinética
[kW]
13,08
2,84
0,004
0,013
10,97
2,40
0,003
0,007
7,77
1,75
0,002
0,003
Portanto, como pode ser observado na tabela 15, as variações de energia cinética e
potencial podem ser desprezadas sem grandes danos para o levantamento da potência
consumida.
74
Uma equação comumente utilizada para a avaliação da potência útil cedida ao fluido
relaciona as variáveis vazão, peso específico do fluido e o head (equação 26). Não havendo
irreversibilidades no processo, a energia transmitida pelo motor à bomba (trabalho mecânico
de eixo) seria suficiente para promover a elevação da pressão do fluido (mínimo consumo de
energia). Entretanto, a energia consumida apresenta sempre um valor maior por conta das
irreversibilidades inerentes ao processo. Assim sendo, é fácil notar que a equação 26,
comumente utilizada na prática industrial, é de fato igual ao consumo mínimo de trabalho
(onde a eficiência da bomba é igual a 1 ou 100%).
Potcedida = (γ x Q x H) / 75
(26)
Na equação (26), Potcedida é a potência entregue ao fluido pela bomba (CV), γ é o peso
específico do fluido (kgf/m3), Q é a vazão volumétrica (m3/s), H é o head (m) e 75 é uma
constante. Por meio das medições realizadas e da caracterização da água, é possível o cálculo
da potência cedida (consumo mínimo) utilizando-se a equação (26). A tabela 16 apresenta os
resultados para cada uma das vazões, além do consumo mínimo calculado pelo método
termodinâmico (Wrev):
Tabela 16: valores de potência cedida e consumo mínimo
Vazão
volumétrica
[m3/h]
Vazão
mássica
[kg/s]
Vazão
volumétrica
[m3/s]
Massa
específica
ρágua
[kg/m3]
Aceleração
Peso
da
específico γ
gravidade
água
[m/s2]
[N/m3]
13,08
3,64
0,0036
1002,8
9,81
10,97
3,05
0,0030
1002,8
9,81
7,77
2,16
0,0022
1002,8
9,81
Head [m]
Potcedida
[kW]
Ẇrev [kW]
9837,468
12,20
0,430
0,431
9837,468
13,11
0,387
0,399
9837,468
15,65
0,368
0,342
Como pode ser observado na tabela 16, os valores de potência cedida calculados (para
cada vazão) estão muito próximos dos valores de consumo mínimo calculados. Esse resultado
era esperado, uma vez que a potência cedida ao fluido considera a bomba como uma máquina
ideal, ou seja, uma máquina com rendimento igual a 1. Na realidade, o rendimento de uma
bomba considera três tipos de rendimentos: rendimento hidráulico (ηh), rendimento mecânico
(ηm) e rendimento volumétrico (ηv). Assim sendo, o rendimento de uma bomba é conhecido
como rendimento total (ou global), e é igual ao produto dos três rendimentos mencionados (ηh
x ηm x ηv).
75
O rendimento hidráulico está relacionado às perdas por atrito do líquido e turbulência
(consideradas em conjunto). O rendimento mecânico está relacionado ao atrito no disco e às
perdas nos mancais e sistemas de vedação. O atrito no disco é a perda devido ao atrito gerado
pela circulação do fluido entre os discos rotativos que envolvem lateralmente as pás do
impelidor e a carcaça. As perdas nos mancais e sistemas de vedação são as perdas por atrito
existentes nestes elementos da bomba. Por fim, o rendimento volumétrico está relacionado à
pequena parte da vazão bombeada pelo rotor que não atinge a linha de descarga, recirculando
para a sucção da bomba.
Uma observação importante é que no caso da bomba a máxima eficiência (consumo
mínimo) é igual a unidade (100%). Isso porque para uma bomba, a energia está sendo
transmitida por trabalho de eixo, que é uma forma mecânica de trabalho (não havendo
transferência de energia por calor). Para uma máquina térmica, a máxima eficiência não será
100%. Na realidade, ela dependerá dos limites de temperatura dos reservatórios (alta
temperatura e baixa temperatura) entre os quais a máquina térmica opera. Assim sendo, temse o verdadeiro limite teórico superior da eficiência, e não 100%.
No caso do projeto, considerando a água como líquido saturado, observa-se que o
valor da entalpia apresenta-se muito próximo do valor da entalpia para a água como líquido
comprimido. Portanto, o consumo de energia pela bomba pode ser levantado modelando-se a
água como líquido saturado sem maiores prejuízos no cálculo, não gerando erros na
estimativa da potência consumida. A tabela 17 compara as entalpias de saída da água
modelada como líquido comprimido e como líquido saturado.
Em relação à aproximação geral do líquido comprimido como líquido saturado,
algumas observações são importantes. As propriedades do líquido comprimido dependem
muito mais da temperatura do que da pressão. É necessário um aumento de 100 vezes na
pressão para que a variação das propriedades atinjam valores da ordem de 1%. Assim sendo, o
valor da entalpia de um líquido comprimido pode ser aproximado pelo valor da entalpia de
um líquido saturado à mesma temperatura (hcomp. = hl[sat.]@T).
A aproximação acima descrita pode ser realizada para outras duas propriedades:
energia interna (u) e volume específico (v). Portanto, generalizando, tem-se y ≈ yl@T para
líquidos comprimidos, onde y é u, v ou h. Deve-se ter o cuidado de não realizar-se a
aproximação por y ≈ yl@P (propriedade do líquido comprimido igual a propriedade do líquido
saturado à mesma pressão).
76
Considerando-se os dados do teste preliminar, e utilizando-se a aproximação y ≈ yl@P
para os estados inicial e final, chega-se a valores de variação de entalpia da ordem de 100
kJ/kg (para as três vazões estudadas). Essa variação resulta, por exemplo, em uma potência
real consumida de aproximadamente 350 kW para a vazão de 13,08 m3/h, ou seja, 113 vezes
maior do que a máxima potência efetiva contínua limitada (NB) do motor (igual a 3,1 kW @
3600 RPM), garantida pelo fabricante, que a levantou segundo os critérios da norma brasileira
NBR 6396 (motores alternativos de combustão interna não veiculares), que tem por base a
norma americana ISO 3046. Certamente o motor D5 não seria capaz de disponibilizar energia
suficiente para esta potência absorvida pela bomba (350 kW). Esse erro é reflexo do resultado
inconsistente pela aproximação y ≈ yl@P.
Tabela 17: entalpias para água como líquido comprimido e líquido saturado
Erro [%]
Erro [%]
h2 líquido h2 líquido h1 líquido h1 líquido
Vazão
Estado 2
Estado 1
volumétrica comprimido saturado comprimido saturado
[m3/h]
[kJ/kg]
[kJ/kg]
[kJ/kg]
[kJ/kg] ((hc – hs)/hs)x100 ((hc – hs)/hs)x100
108,689
108,593
0,1
0,2
13,08
109,469
109,262
10,97
111,740
111,520
110,952
110,851
0,1
0,2
7,77
113,365
113,108
112,554
112,439
0,1
0,2
Uma importante questão que merece atenção está relacionada à medição de
temperatura. Considerando-se os acréscimos de pressão no fluido, exercidos pela bomba, o
aumento de temperatura devido ao efeito de compressibilidade é praticamente impossível de
ser detectado. Por isso mesmo, o líquido é uma substância essencialmente incompressível. Na
realidade, algum aumento de temperatura da água ao passar pela bomba está associado aos
efeitos dissipativos presentes no escoamento que se processa no interior da bomba. Portanto, à
medida que a energia proveniente do acionador é transferida preferencialmente ao fluido na
forma de energia mecânica, parte é degradada em energia interna, resultando no aumento da
demanda energética para efetuar o serviço. Essa degradação reflete-se no aumento da
temperatura do fluido ao passar pela máquina.
Com o objetivo de avaliar-se a medição de temperatura, é possível a estimativa da
variação de temperatura do fluido ao passar pela bomba, com a utilização de formulações
práticas. Na referência [36] é possível encontrar algumas dessas formulações, e uma delas está
representada pela equação (27). Esta equação relaciona o aumento de temperatura à diferença
entre as potências absorvida e cedida ao fluido, à vazão do processo e ao calor específico do
fluido.
77
∆T = (2545 x (BHP – WHP)) / (Q x C)
(27)
Na equação (27) ∆T representa o aumento de temperatura do fluido bombeado [ºF],
BHP é a potência absorvida [HP], WHP é a potência cedida ao fluido [HP], Q é a vazão [lb/h]
e C é o calor específico do fluido [BTU/ºFlb]. Utilizando-se a equação (27) para as três
vazões testadas, e realizando-se as devidas conversões de unidades, chega-se ao aumento de
temperatura estimado do fluido ao passar pela bomba. A tabela 18 apresenta as variações de
temperatura medidas e as variações calculadas (estimadas) pela equação (27).
Tabela 18: aumento de temperatura do fluido
Vazão
volumétrica
[m3/h]
∆T
medida
[ºC]
∆T calculada
[ºC]
13,08
0,16
0,157
10,97
0,16
0,156
7,77
0,16
0,155
Pela análise da tabela 18 é possível observar a congruência entre os valores medidos e
calculados. Isso é um bom sinal, pois revela que o erro natural associado às medições é
satisfatório. É importante lembrar-se que as medições de temperatura foram realizadas em
pontos distantes da bomba (aproximação nos pontos localizados no tanque, nas tubulações de
sucção e descarga). Algumas hipóteses foram utilizadas, como ausência de troca térmica
através da carcaça da bomba e das tubulações. O calor gerado pelo atrito do fluido também é
desprezado no projeto. Entretanto, existe um fenômeno que merece atenção e análise, e não
pode ser desprezado no caso dos pontos onde foram realizadas as medições: efeito JouleThomson.
Alguns dispositivos restringem o escoamento, causando uma queda significativa na
pressão do fluido. Um tubo capilar, um meio poroso ou uma válvula regulável (como a
válvula globo utilizada no projeto) são exemplos de dispositivos desta natureza. A
temperatura do fluido, ao passar por um desses dispositivos, pode aumentar, diminuir ou
permanecer constante. Essa tendência é governada pelo coeficiente Joule-Thomson, definido
como:
µJT = (∂T/∂P)h
(28)
78
Um dispositivo de estrangulamento pode ser modelado como um dispositivo
isoentálpico, ou seja, as entalpias na entrada e na saída são iguais, logo h1 ≈ h2. Esse modelo é
satisfatório para uma válvula, que pode ser considerada adiabática, ou seja, Q = 0 (essa
hipótese pode não ser satisfatória para tubos capilares, pois os mesmos têm uma área de troca
térmica considerável). Além disso, a variação das energias cinética e potencial é desprezada, e
não observa-se manifestação de trabalho no escoamento através de uma válvula.
Considerando-se o modelo isoentálpico para a válvula globo utilizada no projeto, o
coeficiente Joule-Thomson (µJT) descreve o comportamento da temperatura do fluido. Caso
µJT < 0, a temperatura aumenta; caso µJT = 0, a temperatura permanece constante; caso µJT >
0, a temperatura diminui. Assim sendo, para cada uma das três vazões, é possível determinarse a tendência (e a magnitude) da variação da temperatura do fluido ao passar pela válvula
globo, utilizando-se a expressão da variação da entalpia (29):
dh = cpdT + (v – T(∂v/∂T)P)dP
(29)
Como a válvula é um dispositivo isoentálpico, o valor de dh é igual a zero (pois h1 ≈
h2). Portanto, a equação (29) pode ser reorganizada:
(-1/cp)(v – T(∂v/∂T)P) = (∂T/∂P)h = µJT
(30)
Para o cálculo de µJT utiliza-se os estados de entrada da válvula, relativos a cada uma
das vazões. É importante notar-se que o estado de entrada da válvula é construído utilizandose a pressão de descarga da bomba (medida antes da válvula) e a temperatura de sucção da
bomba. Esta análise é importante pois permite avaliar o impacto do efeito Joule-Thomson na
temperatura de descarga, medida depois da válvula no teste preliminar. Um valor alto de
variação de temperatura poderia distorcer os resultados da análise exergética, uma vez que a
contribuição da válvula para a variação de temperatura não é reflexo das perdas existentes
dentro da bomba, mas sim do efeito de estrangulamento. A tabela 19 apresenta os resultados
de µJT.
79
Tabela 19: valores de coeficiente Joule-Thomson
Vazão
volumétrica
[m3/h]
P2
[barg]
T1 [ºC]
µJT [ºC/bar]
13,08
2,28
25,90
-0,0220862
10,97
2,43
26,44
-0,0220504
7,77
2,82
26,82
-0,0220252
Pela análise da tabela 19, é possível observar-se que para as três vazões o valor de µJT
é negativo. Portanto, haverá aumento de temperatura da água ao passar pela válvula. Esse é
um resultado típico para líquidos a temperaturas muito abaixo de suas temperaturas críticas
(temperatura de saturação) (Harvey, 2000). A temperatura da água na entrada da válvula
(~26ºC) está muito abaixo de sua temperatura de saturação à pressão correspondente. Por
exemplo, para a vazão 13,08 m3/h, tem-se Tsat = 124,4ºC @ Pabs = 2,28 bar, e como T =
25,90ºC, logo T << Tsat @ Pabs/E.V. (E.V. = entrada da válvula). Como Tsat para a água
aumenta com a pressão, esta análise é descartada para as demais vazões, pois as respectivas
pressões são ainda maiores.
Uma análise dimensional de µJT leva à conclusão de que a temperatura aumentará
(coeficiente negativo) 0,02ºC a cada 1 bar de redução na pressão. A pressão a jusante da
válvula não foi registrada durante os testes. Assim sendo, o valor da redução na pressão
(perda de carga) para cada posicionamento da válvula não pode ser calculado. Entretanto, para
fins de análise e estimativa, considera-se que a redução na pressão tenha um valor igual a 2
bar (para todas as vazões). É importante observar-se que essa hipótese é conservativa, pois o
valor de 2 bar é um valor superestimado. Assim sendo, o aumento de temperatura para as
vazões seria igual a 0,04ºC.
Considerando-se o aumento acima estimado, as temperaturas de descarga para cada
uma das vazões seriam corrigidas:
T2’[13,08 m3/h] = 26,06ºC – 0,04ºC = 26,02ºC;
T2’[10,97 m3/h] = 26,60ºC – 0,04ºC = 26,56ºC;
T2’[7,77 m3/h] = 26,98ºC – 0,04ºC = 26,94ºC.
A tabela 20 apresenta a análise exergética considerando-se a correção nas
temperaturas, devido ao efeito Joule-Thomson.
80
Tabela 20: análise exergética para as temperaturas corrigidas
Vazão
volumétrica
[m3/h]
Ẇu [kW]
Ẇrev [kW]
ηII [%]
Energia
desperdiçada
[kW]
13,08
2,23
0,43
19,45
1,80
10,97
1,89
0,40
21,05
1,50
7,77
1,39
0,34
24,34
1,05
Pela análise da tabela 20, houve um aumento nas eficiências de segunda Lei e também
uma redução nos valores de energia desperdiçada (para as três vazões). Isso é esperado pois a
variação de temperatura diminuiu (com a correção na temperatura de descarga), o que
significa que menos calor foi gerado no interior da bomba, o que corresponde a uma geração
de entropia menor. É válido ressaltar que apesar do aumento, o valor da perda de carga está
superestimado. Por exemplo, o valor estimado da perda de carga (2 bar) para a válvula
totalmente aberta (13,08 m3/h) é extremamente conservador.
Contudo, o efeito Joule-Thomson pode ser contornado realizando-se a medição de
temperatura em pontos da tubulação próximos às seções de entrada e saída da bomba (como
foi feito no caso das pressões), o que resultaria em dados mais confiáveis (embora a medição
de temperatura não seja inválida). O anexo 4 apresenta um exemplo de curvas isoentálpicas
em um diagrama T-p (os pontos de inversão – “inversion points” são os pontos onde tem-se
µJT = 0). O coeficiente Joule-Thomson pode ser levantado experimentalmente para uma
substância, conforme procedimento descrito nas referências [28] e [29]. O anexo 4 apresenta
também a modelagem isoentálpica da válvula globo.
4.2 Viscosidade de óleos vegetais e biodiesel
Nos experimentos de viscosidade dos óleos vegetais, biodiesel de girassol e biodiesel
de soja, três tipos de curva característica foram obtidos para cada teste realizado. Em relação à
análise da curva de escoamento à temperatura de 40ºC, é possível notar que todos os fluidos
testados apresentaram comportamento Newtoniano, no qual a taxa de deformação (ou
gradiente de velocidade) é proporcional à tensão de cisalhamento. Portanto, a representação
gráfica de um fluido Newtoniano (tensão de cisalhamento x taxa de deformação) é uma reta
onde a inclinação é igual à constante de proporcionalidade (em outras palavras, à viscosidade
do fluido).
As curvas correspondentes a cada óleo vegetal, assim como para a mistura de óleos,
biodiesel de girassol e biodiesel de soja estão representadas nas figuras 39 a 46. Resultados
81
similares foram reportados na literatura para alguns óleos vegetais. Portanto, como esperado
para um comportamento Newtoniano, a viscosidade não varia com o aumento da taxa de
deformação, e então ela é chamada de viscosidade absoluta ou dinâmica.
Figura 39: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de milho
Figura 40: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de canola
Figura 41: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de pinhão manso
82
Figura 42: curva de escoamento a 40ºC para a mistura de óleos
Figura 43: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de soja
Figura 44: curva de escoamento a 40ºC para o óleo de girassol
83
Figura 45: curva de escoamento a 40ºC para o biodiesel de soja
Figura 46: curva de escoamento a 40ºC para o biodiesel de girassol
Em relação à análise do comportamento da viscosidade em função da variação de
temperatura, foi estudado o intervalo de temperatura de 24ºC a 85ºC. A importância desta
análise é verificar os valores de viscosidade como função dos diferentes valores de
temperatura, uma vez que em situações reais pode ocorrer um aumento na temperatura entre à
bomba de transferência (que transfere o combustível do tanque para a bomba ou unidade de
injeção) e o injetor de combustível (com base na importância dos sistemas de injeção de
combustível automotivos destacados no presente trabalho). Assim sendo, o projeto do sistema
de injeção é impactado pela variação de temperatura, uma vez que a viscosidade de líquidos
mostra forte dependência da temperatura.
Como esperado, a viscosidade dos fluidos testados decresce com o aumento da
temperatura. Isso porque as moléculas de líquidos têm mais energia a temperaturas elevadas e,
neste caso, podem se opor mais intensamente às forças de coesão intermoleculares. O
84
resultado é que as moléculas energizadas podem mover-se mais livremente [47]. Este
comportamento também foi observado em outros estudos similares [51]. A figura 47 mostra
os valores de viscosidade como função da temperatura, assim como as curvas que conectam
os pontos medidos, traçadas com a utilização do software Microsoft Office Excel 2007.
Figura 47: valores de viscosidade como função da temperatura
Comparando o óleo de girassol e o biodiesel de óleo de girassol, assim como o óleo de
soja e o biodiesel de óleo de soja, foi observado que a viscosidade do biodiesel é menor do
que a viscosidade do óleo in natura que o originou (com a transesterificação e a
transformação dos ésteres de ácidos graxos, uma significante redução da viscosidade ocorre)
como já observado em outros estudos. Este fato representa uma das razões pelas quais óleos
in natura são inadequados para o uso como combustíveis, ainda que alguns autores defendam
o uso de óleos vegetais em substituição ao diesel, destacando as vantagens relacionadas à
atomização. Isso só é possível por meio do desenvolvimento de sistemas de aquecimento,
controle de temperatura e sistemas de controle de injeção de combustível (compostos
basicamente por bomba e bicos injetores).
O estudo da dependência da viscosidade com relação à temperatura pode ser refinado
obtendo-se equações que resultem valores de viscosidade como função da temperatura, para
cada tipo de óleo. Entre as equações mais utilizadas para essa análise, a mais precisa é a
equação de Vogel [52], abaixo representada:
85
η = aeb/(T – c)
(31)
Onde η representa a viscosidade, T é a temperatura absoluta (medida em Kelvin), e a,
b e c são constantes que devemos escolher para que as curvas se ajustem da melhor maneira
possível aos dados experimentais. Geralmente, no mínimo três valores de viscosidade
medidos a diferentes temperaturas são necessários para se determinar as três constantes.
Existem dois métodos principais para a escolha de a, b e c. O primeiro consiste em computarse os valores pela solução de um sistema de 3 equações, obtido pela substituição dos valores
de 3 viscosidades medidas na equação de Vogel. No caso de ter-se acesso a mais dados, é
possível o uso da regressão dos mínimos quadrados para achar a curva que melhor se ajusta a
todo o conjunto de dados. O primeiro método é preferível quando deseja-se minimizar o erro
no limite da faixa de temperatura, mesmo que um grande conjunto de dados esteja disponível.
Portanto, o primeiro método foi adotado no presente trabalho.
Para cada conjunto de valores temperatura-viscosidade (Ti, ηi), é necessário encontrar
valores para as constantes de Vogel a, b e c que minimizem a soma (ηi – η(Ti))2, onde η(Ti) é
computado utilizando-se a equação de Vogel. Os valores foram calculados utilizando-se o
pacote Microsoft Excel Solver. A tabela 21 apresenta os valores de a, b e c obtidos para cada
amostra testada. A figura 48 mostra como as curvas obtidas pela equação de Vogel se ajustam
com os dados (pontos) obtidos experimentalmente (os símbolos E e V indicam,
respectivamente, os pontos experimentais e as curvas obtidas pelo modelo de Vogel).
Tabela 21: valores das constantes de Vogel a, b e c, obtidos para cada amostra
Constantes de Vogel
Óleo
a
b
c
Óleo de Canola
0.000117781
1024.21043
138.2571147
Óleo de Milho
0.000173021
866.1068617
153.3320406
Óleo de Soja
0.000213098
763.6312654
163.6917445
Óleo de Pinhão Manso
7.59865E-05
1137.107536
129.3428974
Óleo de Girassol
5.11282E-05
1381.206756
104.4928648
Biodiesel de Girassol
3.98741E-05
1191.128796
68.7321597
Biodiesel de Soja
5.905E-05
942.287211
94.146183
Mistura (Canola, Milho, Girassol)
1.57442E-06
3235.628026
4.30956185
86
Figura 48: curvas obtidas pela equação de Vogel
87
Capítulo 5
Conclusões
Atualmente a questão energética é tema frequente nas discussões ao redor do mundo.
A possibilidade de escassez dos recursos não renováveis, os preços altamente voláteis do
petróleo, a possibilidade de futuras crises energéticas, a preocupação ambiental, são pontos
que geram preocupação no atual cenário mundial. A conservação de energia é um tópico
muito abordado pela sociedade contemporânea. Entretanto, a maioria das discussões e
análises consideram somente a quantidade de energia (primeira Lei) e não a qualidade da
energia (segunda Lei). A conservação relacionada ao consumo ou produção de energia deve
levar em conta o consumo ideal ou a maximização do aproveitamento da disponibilidade, que
são assuntos relacionados a uma importante propriedade termodinâmica: a exergia.
O presente trabalho não se limita à análise energética (exergética) de um dispositivo.
Ele também tem como objetivo despertar o leitor em relação à importância da análise de
processos do ponto de vista da Segunda Lei. Uma grande quantidade de energia que não está
disponível para a realização de algum trabalho útil continuará a ser uma grande quantidade
(inútil) de energia, isenta de qualidade.
O trabalho trata-se de um método termodinâmico para a análise do desempenho de um
dispositivo, e tem grande valor por considerar o ponto de vista da Segunda Lei. A
metodologia é na verdade uma avaliação das mudanças de estado (inicial e final) e das
transferências de energia envolvidas, considerando-se as irreversibilidades inerentes ao
processo (o que trata-se da diferença fundamental entre as análises de Primeira e Segunda
Lei). A metodologia pode ser aplicada tanto para dispositivos que consomem trabalho quanto
para dispositivos que produzem trabalho, desde que as relações termodinâmicas e hipóteses
adotadas estejam compatíveis com o dispositivo em questão. Além disso, é necessário que as
medições das variáveis envolvidas sejam realizadas de maneira apropriada e que a
instrumentação utilizada tenha um alto grau de precisão, para que o método encontre
aplicação (no meio acadêmico ou no meio industrial).
Atualmente existem empresas que utilizam o método termodinâmico para a avaliação
de desempenho de equipamentos. Bombas que operam fora do ponto de melhor eficiência, por
exemplo, utilizam mais energia, o que eleva o custo. Pequenos desvios no ponto de melhor
eficiência podem significar muitos milhares em termos financeiros no consumo total anual.
88
Além disso, o próprio projeto do equipamento pode ser otimizado (fase de projeto), com o
objetivo de reduzir-se as irreversibilidades inerentes ao processo (fase de operação, quando o
método termodinâmico configura-se em um diagnóstico termodinâmico). Por fim, o método
termodinâmico também pode ser utilizado em campo, pois muitas instalações já possuem a
instrumentação básica necessária (termômetros e manômetros, desde que instalados em
pontos apropriados), o que permite a análise e a economia de recursos financeiros (custo de
aquisição dos instrumentos). Partindo-se do princípio que a energia tem um custo associado,
então é possível chegar-se ao custo total inerente à parcela de energia desperdiçada.
Algumas observações são necessárias em relação às limitações do projeto. No teste
preliminar algumas medições foram realizadas dentro do laboratório (pressões de sucção e
descarga e temperatura ambiente) e outras foram realizadas no local de instalação do tanque
(temperaturas de sucção e descarga). Neste caso, é necessário que a medição seja realizada
por mais de uma pessoa. O estado termodinâmico é um conjunto de propriedades
instantâneas. Assim sendo, os erros relativos à medição realizada desta maneira devem ser
considerados, uma vez que muitas variáveis estão envolvidas. Portanto, o tempo entre as
medições não caracteriza uma medição instantânea (mas não invalida a metodologia) e pode
ser suficiente para variações em alguns parâmetros, como por exemplo a temperatura
ambiente.
O cenário ideal seria a automatização de todas as medições, de maneira a garantir que
as mesmas sejam realizadas instantaneamente. Desta maneira, minimiza-se o erro relacionado,
o que permite inclusive a análise de desempenho em um intervalo de tempo estabelecido. Por
outro lado, é importante notar que somente a automatização não é garantia de um aumento da
confiabilidade dos resultados. Neste sentido, instrumentos com boa precisão são necessários
para a minimização do erro envolvido (principalmente em relação às medições de temperatura
na sucção e na descarga).
Em relação às medições de pressão realizadas no teste preliminar, algumas
observações são importantes. Recomenda-se a substituição dos manômetros do tipo Bourdon
por transmissores de pressão. Transmissores de pressão (como por exemplo do tipo
piezoelétrico) são instrumentos mais precisos em comparação aos manômetros utilizados no
teste preliminar. A instalação dos medidores de pressão deve ser realizada o mais próximo
possível dos bocais de sucção e descarga da bomba, desde que a distância até os bocais não
comprometa o desempenho dos instrumentos. Existem perdas de carga entre os instrumentos
89
de medição de pressão e os bocais, entretanto os valores podem ser desprezados. Assim
sendo, as pressões medidas são satisfatórias.
Em relação às medições de temperatura nos estados inicial e final (sucção e descarga
da bomba) algumas observações também são importantes. Recomenda-se a instalação de
transmissores de temperatura nas seções de tubulação próximas aos bocais de sucção e
descarga da bomba. As medições no teste preliminar foram realizadas no tanque. Elas são
válidas, pois a velocidade do fluido não permite uma troca térmica significativa com o
ambiente através das tubulações (hipótese). Além disso o PVC tem baixo coeficiente de
transmissão de calor. Entretanto, para a minimização do erro envolvido, recomenda-se a
instalação de medidores nos trechos de tubulação próximos aos bocais, o que inclusive
elimina a influência do efeito Joule-Thomson na válvula globo utilizada.
A medição de temperatura na entrada e na saída da bomba apresenta um grau de
dificuldade considerável. Isso porque a variação de temperatura (aumento) esperada é muito
pequena. Essa variação é o reflexo das irreversibilidades inerentes ao processo que o fluido
experimenta dentro da bomba. As irreversibilidades traduzem-se em um aumento da energia
interna do fluido ao passar pela bomba, o que em outras palavras gera um aumento da
temperatura desse fluido. A variação da energia interna está, portanto, relacionada à
degradação de energia dentro da bomba, e não contribui para o escoamento do fluido
(somente gera calor).
A bomba testada no projeto não está documentada de maneira satisfatória. As curvas
de NPSH requerido e eficiência não estão disponíveis. Recomenda-se o envio da bomba para
empresas especializadas, para o levantamento de tais curvas em bancada experimental. O
sistema não apresentou sinais de cavitação. Entretanto, a rigor, é necessária a análise de
cavitação pela comparação entre o NPSH disponível (que pode ser calculado no projeto) e o
NPSH requerido (que é uma informação disponibilizada pelo fornecedor do equipamento). O
NPSH disponível deverá ser maior do que o NPSH requerido para que problemas de cavitação
não ocorram.
A curva de eficiência da bomba é levantada em relação às vazões. Para cada vazão
existe um valor de eficiência. Existe ainda um valor denominado valor de máxima eficiência.
Como já mencionado no trabalho, valores de vazão inferiores e superiores estarão associados
a eficiências menores. Recomenda-se portanto o levantamento em bancada da curva de
eficiência. Este levantamento segue alguns critérios de projeto e recomendações de
fabricantes. Assim sendo, com a curva de rendimento da bomba, seria possível a comparação
90
com as eficiências de Segunda Lei levantadas experimentalmente. As eficiência na curva de
rendimento da bomba são de fato eficiências de Segunda Lei, entretanto o levantamento da
curva em bancada por empresa especializada é recomendável pelas razões já descritas
anteriormente. Além disso os resultados pelo método termodinâmico poderiam ser
comparados às informações da curva do fornecedor, o que permite inclusive detectar a
necessidade de ajustes no ponto de operação e/ou manutenção do equipamento (diagnóstico
termodinâmico) em outras aplicações distintas do teste.
No caso do presente trabalho, a metodologia para a análise exergética foi estruturada
escolhendo-se a bomba do conjunto motobomba como volume de controle. Entretanto, é
possível a avaliação exergética escolhendo-se o motor como volume de controle. Neste caso,
a avaliação exergética tem por base a relação entre o trabalho de saída do motor e a exergia de
cada um dos combustíveis. Essa alternativa requer toda uma infraestrutura própria e segue
como sugestão para um trabalho futuro. Essa sugestão tem por base um trabalho realizado e
encontra-se na referência [53].
Como sugestão, é possível ainda a avaliação do consumo de combustível. Para a
realização deste estudo, uma possibilidade seria a remoção do tanque original do motor diesel
e a instalação de um tanque remoto sobre uma balança digital. O combustível poderia ser
transferido do tanque remoto para o motor por meio de uma linha flexível (linha de
alimentação). O retorno do combustível poderia ser realizado por uma segunda linha flexível
(linha de retorno). Portanto, considerando um intervalo de tempo ∆t, seria possível o
levantamento do consumo pela diferença entre as quantidades inicial e final medidas (para
cada condição operacional, ou seja, rotação – vazão – tempo de teste).
Trabalhos futuros poderiam envolver ainda diversas atividades acadêmicas
relacionadas não somente à metodologia como ao laboratório como um todo. Em relação à
infraestrutura, alguns pontos estão pendentes (em andamento). A implementação da bancada
poderá ser tema de projeto final de curso. A implementação envolveria a aquisição dos
instrumentos mencionados anteriormente (transmissores) e toda a interface com o
computador.
O levantamento da curva do sistema (como sugestão pelo método de Hazen-Williams)
e do ponto de operação poderá ser uma atividade da disciplina de hidráulica (mecânica dos
fluidos). Um trecho de tubulação transparente poderá ser instalado na linha de sucção ou
descarga da bomba, para visualização do escoamento. A prática experimental é de grande
valor para os alunos, que poderão testar todo o aprendizado obtido em sala de aula. Desenhos
91
do laboratório (layout, fluxograma, etc.) podem ser sugeridos como trabalhos nas disciplinas
de desenho técnico.
O circuito hidráulico poderia ser utilizado para o abastecimento de projetos de
irrigação. Assim sendo, uma derivação na linha de descarga precisaria ser instalada,
interligando o suprimento de água (tanque) ao ponto de irrigação. Neste caso duas limitações
devem ser observadas: a primeira é relativa à máxima vazão possível (máxima rotação do
motor e válvulas totalmente abertas); a segunda é relativa a capacidade (volume) máxima do
tanque. Caso a capacidade seja insuficiente, o tanque deverá ser abastecido por uma fonte
primária (pela instalação de uma tubulação interligando esta fonte e o tanque, com sistema
limitante – como por exemplo boia) e portanto um projeto a parte seria necessário. É válido,
por fim, ressaltar a importância de uma manutenção periódica do laboratório. Espera-se que o
laboratório seja um espaço multidisciplinar, aberto a todos os discentes e docentes.
Neste trabalho, também foi avaliado o comportamento da viscosidade de óleos
vegetais, uma mistura de óleos vegetais e dois tipos de biodiesel. O estudo do comportamento
reológico de óleos vegetais − matérias-primas para a produção de biodiesel − é fundamental
para o completo entendimento do biodiesel e suas misturas com o diesel. Todos os fluidos
testados apresentaram comportamento Newtoniano, onde a taxa de deformação é diretamente
proporcional à tensão de cisalhamento. Neste caso, a viscosidade é constante com a taxa de
deformação, o que também foi observado em estudos similares. Espera-se que o laboratório
seja um espaço multidisciplinar, aberto a todos os discentes e docentes.
A temperatura exerce influência na viscosidade. O aumento da temperatura resulta na
redução da viscosidade, como já era esperado. Foi observado que a viscosidade do biodiesel é
consideravelmente menor do que a viscosidade do óleo vegetal que o originou (para os dois
tipos de biodiesel testados, biodiesel de soja e biodiesel de girassol).
Considerando a faixa de temperatura de 24ºC a 60ºC (aproximadamente) pode ser
observada uma pronunciada variação da viscosidade para todos os óleos vegetais e também
para a mistura de óleos vegetais; ainda, para a faixa de temperatura de 60ºC a 85ºC, para os
mesmos fluidos em questão, a variação da viscosidade é menos pronunciada. Entretanto, para
o caso dos dois tipos de biodiesel testados, a viscosidade apresenta uma variação modesta
com a temperatura em comparação com os óleos vegetais e a mistura de óleos vegetais
(considerando toda a faixa de temperatura, ou seja, 24ºC a 85ºC).
Com relação ao modelo matemático utilizado foi possível observar que as curvas
obtidas com a equação de Vogel adequaram-se com excelente precisão aos pontos medidos
92
experimentalmente, para toda a faixa de temperatura estudada (24ºC a 85ºC). Entretanto, é
importante notar que este modelo trata-se de um modelo externo. Portanto, sua aplicação é
restrita a dados gerados em um sistema, e a extrapolação da faixa de temperatura estudada (ou
seja, a extrapolação da faixa de medição) geraria resultados com nível de certeza reduzido (ao
contrário da interpolação de dados). Para a previsão do comportamento da viscosidade (não
somente a extrapolação como toda a faixa estudada em questão), seria necessário o
desenvolvimento de um modelo matemático interno.
93
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[52] Stachowiak, Gwidon, Batchelor, Andrew W., Engineering Tribology, ButterworthHeinemann, Oxford (2005), pp. 13-15.
[53] Ferreira, Vitor Pinheiro, Torres, Ednildo Andrade, Silva, Leonard Fernandes, Pepe, Iuri
Muniz, “Análises energética e exergética de uma bomba centrífuga acionada por um motor
diesel alimentado com diesel, biodiesel e misturas binárias e ternárias de diesel, biodiesel e
álcool anidro”, 10º Congresso Iberoamericano de Engenharia Mecânica (2011), Porto,
Portugal, pp. 1247-1258.
ANEXO 1
ANEXO 2
AGÊNCIA NACIONAL DO PETRÓLEO, GÁS NATURAL E BIOCOMBUSTÍVEIS
RESOLUÇÃO ANP Nº 71, DE 20.12.2011 - DOU 22.12.2011
O DIRETOR-GERAL SUBSTITUTO da AGÊNCIA NACIONAL DO PETRÓLEO, GÁS NATURAL E
BIOCOMBUSTÍVEIS - ANP, no uso das atribuições que lhe foram conferidas pela Portaria ANP nº 283, de 9 de
dezembro de 2011, tendo em vista o disposto no art. 8º e nos seus incisos I e XVIII da Lei nº 9.478, de 6 de
agosto de 1997, alterada pela Lei nº 11.097, de 13 de janeiro de 2005, e pela Lei nº 12.490, de 16 de setembro
de 2011, bem como com base na Resolução de Diretoria nº 1.191, de 20 de dezembro de 2011,
Considerando que compete à ANP implementar a política nacional do petróleo, gás natural e
biocombustíveis, com ênfase na garantia do suprimento de derivados de petróleo, gás natural e seus derivados e
biocombustíveis, em todo o território nacional;
Considerando que cabe à ANP proteger os interesses dos consumidores quanto a preço, qualidade e
oferta de produtos, bem como especificar a qualidade dos derivados de petróleo, gás natural e seus derivados e
dos biocombustíveis;
Considerando a Resolução CONAMA nº 433, de 13 de julho de 2011, que estabelece os limites de
emissões referentes à fase MAR-I do Programa de Controle da Poluição do Ar por Veículos Automotores PROCONVE, a vigorar a partir de 1º de janeiro de 2015, que devem ser atendidos nos testes de homologação,
certificação e desenvolvimento das máquinas agrícolas e rodoviárias, nacionais ou importadas, destinadas
exclusivamente ao mercado interno brasileiro;
Considerando que cabe à ANP estabelecer as especificações dos produtos derivados de petróleo, gás
natural e biocombustíveis;
Considerando a necessidade do estabelecimento de especificações de combustíveis que viabilizem o
cumprimento das metas do PROCONVE de melhoria de qualidade do ar; e
Considerando que para as homologações dos supracitados veículos devem ser utilizados combustíveis de
referência,
Resolve:
Art. 1º Fica estabelecida, por meio da presente Resolução, a especificação do óleo diesel de referência
para homologação de máquinas agrícolas e rodoviárias novas conforme fase MAR-I do PROCONVE, a qual
consta no Regulamento Técnico ANP nº 9/2011, parte integrante desta Resolução.
Art. 2º A adição de qualquer aditivo ao óleo diesel de referência deverá ser previamente autorizada pela
ANP.
Art. 3º O não atendimento ao disposto nesta Resolução sujeita o infrator às sanções administrativas
previstas na Lei nº 9.847, de 26 de outubro de 1999, alterada pela Lei nº 11.097, de 13 de janeiro de 2005, e pela
Medida Provisória nº 352, de 28 de abril de 2011, bem como no Decreto nº 2.953, de 28 de janeiro de 1999, sem
prejuízo das penalidades de natureza civil e penal.
Art. 4º Os casos não contemplados nesta Resolução serão objetos de análise e deliberação pela Diretoria
da ANP.
Art. 5º Esta Resolução entra em vigor na data de sua publicação no Diário Oficial.
ALLAN KARDEC DUAILIBE BARROS FILHO
ANEXO
REGULAMENTO TÉCNICO ANP Nº 9/2011
1. Objetivo
Este Regulamento Técnico aplica-se ao óleo diesel de referência para homologação de máquinas agrícolas
e rodoviárias novas conforme fase MAR-I do PROCONVE, nacional ou importado, e estabelece as suas
especificações.
2. Normas Aplicáveis
A determinação das características do óleo diesel de referência para homologação de máquinas agrícolas
e rodoviárias novas deverá ser feita mediante o emprego de Normas Brasileiras (NBR) da Associação Brasileira
de Normas Técnicas (ABNT) e/ou normas da ASTM International.
Os dados de incerteza, repetitividade e reprodutibilidade, fornecidos nos métodos relacionados neste
Regulamento, devem ser utilizados somente como guia para aceitação das determinações em duplicata do
ensaio e não devem ser considerados como tolerância aplicada aos limites especificados.
A análise deverá ser realizada em amostra representativa do produto, coletada segundo as normas ABNT
NBR 14883 - Petróleo e produtos de petróleo - Amostragem manual ou ASTM D4057 - Practice for Manual
Sampling of Petroleum and Petroleum Products.
Nas Tabelas I e II estão dispostos, respectivamente, os métodos ABNT e ASTM a serem considerados
neste regulamento.
Tabela I - Métodos ABNT
MÉTODO
TÍTULO
NBR 7148
Petróleo e produtos de petróleo - Determinação da massa específica, densidade relativa
e ºAPI - Método do densímetro.
NBR 7974
Produtos de petróleo - Determinação do ponto de fulgor pelo vaso fechado Tag.
NBR 9619
Produtos de petróleo - Destilação à pressão atmosférica.
NBR 9842
Produtos de petróleo - Determinação do teor de cinzas.
NBR 10441
Produtos de petróleo -Líquidos transparentes e opacos -Determinação da viscosidade
cinemática e cálculo da viscosidade dinâmica.
NBR 14065
Destilados de petróleo e óleos viscosos - Determinação da massa específica e da
densidade relativa pelo densímetro digital.
NBR 14318
Produtos de petróleo - Determinação do resíduo de carbono Ramsbottom.
NBR 14359
Produtos de petróleo - Determinação da corrosividade - Método da lâmina de cobre.
NBR 14483
Produtos de petróleo - Determinação da cor - Método do colorímetro ASTM.
NBR 14533
Produtos de petróleo -Determinação de enxofre por espectrometria de fluorescência de
raios X (energia dispersiva).
NBR 14598
Produtos de petróleo - Determinação do ponto de fulgor pelo aparelho de vaso fechado
Pensky-Martens.
NBR 14747
Óleo diesel - Determinação do ponto de entupimento de filtro a frio.
NBR 14954
Combustível destilado - Determinação da aparência.
Tabela II - Métodos ASTM
MÉTODO
TÍTULO
D56
Standard Test Method for Flash Point by Tag Closed Cup Tester. '
D86
Standard Test Method for Distillation of Petroleum Products at Atmospheric Pressure.
D93
Standard Test Methods for Flash Point by Pensky Martens Closed Cup Tester.
D130
Standard Test Method for Corrosiveness to Copper from Petroleum Products by Copper
Strip Test.
D445
Standard Test Method for Kinematic Viscosity of Transparent and Opaque Liquids (and
Calculation of Dynamic Viscosity).
D482
Standard Test Method for Ash from Petroleum Products.
D524
Standard Test Method for Ramsbottom Carbon Residue of Petroleum Products.
D613
Standard Test Method for Cetane Number of Diesel Fuel Oil.
D1298
Standard Test Method for Density, Relative Density (Specific Gravity), or API Gravity of
Crude Petroleum and Liquid Petroleum Products by Hydrometer Method.
D1500
Standard Test Method for ASTM Color of Petroleum Products (ASTM Color Scale).
D2622
Standard Test Method for Sulfur in Petroleum Products by Wavelength Dispersive X ray
Fluorescence Spectrometry.
D2709
Standard Test Method for Water and Sediment in Middle Distillate Fuels by Centrifuge.
D3238
Standard Test Method for Calculation of Carbon Distribution and Structural Group
Analysis of Petroleum Oils by the n d M Method.
D3828
Standard Test Methods for Flash Point by Small Scale Closed Cup Tester.
D4052
Standard Test Method for Density, Relative Density, and API Gravity of Liquids by Digital
Density Meter.
D4176
Standard Test Method for Free Water and Particulate Contamination in Distillate Fuels
(Visual Inspection Procedures).
D4294
Standard Test Method for Sulfur in Petroleum and Petroleum Products by Energy
Dispersive X ray Fluorescence Spectrometry.
D5186
Standard Test Method for Determination of Aromatic Content and Polynuclear Aromatic
Content of Diesel Fuels and Aviation Turbine Fuels by Supercritical Fluid
Chromatography.
D5453
Standard Test Method for Determination of Total Sulfur in Light Hydrocarbons, Spark
Ignition Engine Fuel, Diesel Engine Fuel, and Engine Oil by Ultraviolet Fluorescence.
D6045
Standard Test Method for Color of Petroleum Products by the Automatic Tristimulus
Method.
D6371
Standard Test Method for Cold Filter Plugging Point of Diesel and Heating Fuels.
D6591
Standard Test Method for Determination of Aromatic Hydrocarbon Types in Middle
Distillates-High Performance Liquid Chromatography Method with Refractive Index
Detection.
3. Especificações
Na Tabela III estão dispostas as especificações do óleo diesel de referência para homologação de
máquinas agrícolas e rodoviárias novas.
As características presentes nas especificações contidas na Tabela III deste Regulamento Técnico
deverão ser determinadas conforme a publicação mais recente de cada método de ensaio.
Tabela III - Especificações do óleo diesel de referência para homologação de máquinas agrícolas e
rodoviárias novas (1)
CARACTERÍSTICA
Aspecto
UNIDADE
-
LIMITE
(2)
MÉTODO
ABNT
ASTM
14954 (3)
D4176
(3)
Cor ASTM
-
3,0
14483
D1500
D6045
Massa específica a 20 ºC
kg/m³
835,0a845,0
7148
D1298
14065
D4052
Viscosidade a 40 ºC
mm²/s
2,5a3,5
10441
D445
Teor de enxofre, máx.
mg/kg
300
14533
D2622
D4294
D5453
Ponto de Fulgor, mín.
ºC
38,0
7974
D56
14598
D93
D3828
Corrosividade ao cobre, 3h a 50ºC,
máx.
Água e sedimentos, máx.
Ponto de Entupimento de Filtro a
Frio, mín.
Número de Cetano, mín
Destilação:
-
1
14359
D130
%v/v
0,05
-
D2709
ºC
3,0
14747
D6371
-
46
-
D613
9619
D86
ºC
50% volume recuperado, mín.
245,0
90% volume recuperado
320,0 a 360,0
Ponto Final de Ebulição (PFE),
máx.
370,0
Resíduo de Carbono Ramsbottom,
máx. (4)
%m/m
0,20
14318
D524
Teor de cinzas, máx.
%m/m
0,010
9842
D482
%v/v
25,0
-
D3238
%m/m
Anotar
-
D5186
Carbono aromático, máx.
Hidrocarbonetos policíclicos
aromáticos
D6591
(1) A adição de biodiesel ao óleo diesel de referência será estabelecida após a definição da especificação
do biodiesel de referência.
(2) Límpido e isento de impurezas - LII;
(3) Deve ser utilizado o Procedimento I da norma;
(4) No resíduo dos 10% finais da destilação;
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"Este texto não substitui o publicado no Diário Oficial da União"
ANEXO 3
AGÊNCIA NACIONAL DO PETRÓLEO, GÁS NATURAL E BIOCOMBUSTÍVEIS
RESOLUÇÃO ANP Nº 14, DE 11.5.2012 - DOU 18.5.2012
A Diretora-Geral da Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis - ANP, no uso de suas
atribuições,
Considerando o disposto no inciso I, art. 8º da Lei nº 9.478, de 6 de agosto de 1997, alterada pela Lei nº
11.097, de 13 de janeiro de 2005 e com base na Resolução de Diretoria nº 390, de 10 de maio de 2012;
Considerando o interesse para o País em apresentar sucedâneos para o óleo diesel;,
Considerando a Lei nº 11.097, de 13 de janeiro de 2005, que define o biodiesel como um combustível derivado
de biomassa renovável para uso em motores a combustão interna com ignição por compressão, que possa substituir
parcial ou totalmente o óleo diesel de origem fóssil;
Considerando as diretrizes emanadas do Conselho Nacional de Política Energética - CNPE, quanto à
produção e ao percentual de biodiesel no óleo diesel a ser comercializado;
Considerando o disposto no inciso XVIII, art. 8º da Lei nº 9.478, de 6 de agosto de 1997, alterada pela Lei nº
11.097, de 13 de janeiro de 2005, que estabelece que cabe à ANP especificar a qualidade do biodiesel, e
Considerando a Lei 12.490, de 16 de setembro de 2011 que, acrescenta e dá nova redação a dispositivos
previstos na Lei nº 9.478/1997, além de ampliar a competência da ANP para toda a Indústria de Biocombustíveis,
definida como o conjunto de atividades econômicas relacionadas com produção, importação, exportação,
transferência, transporte, armazenagem, comercialização, distribuição, avaliação de conformidade e certificação da
qualidade de biocombustíveis,
Resolve:
Art. 1º Ficam estabelecidas, por meio da presente Resolução, a especificação do biodiesel contida no
Regulamento Técnico ANP nº 4/2012 e as obrigações quanto ao controle da qualidade a serem atendidas pelos
diversos agentes econômicos que comercializam o produto em todo o território nacional.
Parágrafo único. A partir de 1º de janeiro de 2010 o teor de biodiesel a ser adicionado ao óleo diesel é de 5%,
em volume.
Das Definições
Art. 2º Para efeitos desta Resolução, define-se:
I - Biodiesel: combustível composto de alquil ésteres de ácidos carboxílicos de cadeia longa, produzido a
partir da transesterificação e ou/esterificação de matérias graxas, de gorduras de origem vegetal ou animal, e que
atenda a especificação contida no Regulamento Técnico nº 4/2012, parte integrante desta Resolução;
II - Óleo diesel A: combustível de uso rodoviário, destinado a veículos dotados de motores do ciclo Diesel e
produzido por processos de refino de petróleo e processamento de gás natural. Não deve conter biodiesel;
III - Óleo diesel B: combustível de uso rodoviário, destinado a veículos dotados de motores do ciclo Diesel e
produzido por processos de refino de petróleo e processamento de gás natural. Deve conter biodiesel no teor
estabelecido pela legislação vigente;
IV - Óleo diesel BX: combustível de uso rodoviário, destinado a veículos dotados de motores do ciclo Diesel e
produzido por processos de refino de petróleo e processamento de gás natural. Deve conter biodiesel em proporção
definida (X%) quando autorizado o uso específico ou experimental conforme legislação vigente;
V - Produtor: pessoa jurídica ou consórcios autorizados pela ANP a exercerem a atividade de produção e
comercialização de biodiesel;
VI - Distribuidor: pessoa jurídica autorizada pela ANP para o exercício da atividade de distribuição de
combustíveis líquidos derivados de petróleo, etanol combustível, biodiesel, óleo diesel B, óleo diesel BX e outros
combustíveis automotivos;
VII - Revendedor: pessoa jurídica autorizada pela ANP para o exercício da atividade de revenda varejista que
consiste na comercialização de combustível automotivo em estabelecimento denominado posto revendedor;
VIII - Transportador-Revendedor-Retalhista (TRR): pessoa jurídica autorizada pela ANP para o exercício das
atividades de transporte e revenda retalhista de combustíveis, de óleos lubrificantes e graxas envasados, óleo diesel
B e óleo diesel BX.
IX - Importador: empresa autorizada pela ANP para o exercício da atividade de importação;
X - Exportador: empresa autorizada pela ANP para o exercício da atividade de exportação;
XI - Refinaria: pessoa jurídica autorizada pela ANP para o exercício da atividade de refino de petróleo;
XII - Adquirente: pessoa jurídica autorizada pela ANP, responsável pela aquisição e armazenamento de
biodiesel, para garantir o estoque regulatório necessário a fim de assegurar o abastecimento nacional de biodiesel;
XIII - Boletim de Análise: documento da qualidade emitido por laboratório cadastrado na ANP de acordo com a
Resolução ANP nº 46, de 09 de setembro de 2011, ou outra que venha substituí-la, que contenha informação(ões) e
resultado(s) do(s) ensaio(s) realizado(s), conforme Regulamento Técnico, parte integrante desta Resolução;
XIV - Certificado da Qualidade: documento emitido por Produtor, Adquirente e Importador que comprove o
atendimento do produto comercializado à especificação da ANP. Deve conter todos os requisitos constantes do
Artigo 5º, § 8º, da presente Resolução.
XV - Volume Certificado: quantidade segregada de produto em um único tanque, caracterizada por Certificado
da Qualidade;
XVI - Firma inspetora: pessoa jurídica credenciada pela ANP, conforme legislação vigente, para a realização
das atividades de adição de marcador aos PMC, de adição de corante ao etanol anidro combustível, com base em
regulamentos da ANP, e de controle da qualidade dos produtos indicados pelas Portarias ANP nº 311, de 27 de
dezembro de 2001, 312, de 27 de dezembro de 2001 e 315, de 27 de dezembro de 2001;
XVII - Aditivo: produto constituído de um ou mais componentes ativos, com ou sem diluente, que agrega
características benéficas ao combustível automotivo.
XVIII - Componente ativo: constituinte do aditivo que melhora as propriedades do biodiesel.
XIX - Diluente: constituinte que, adicionado ao componente ativo, facilita a sua solubilidade no biodiesel;
XX - Terminal de carregamento: local de carregamento do produto, no país de origem;
XXI - Controle da Qualidade: conjunto de atividades necessárias para comprovar o atendimento à especificação
da ANP de um produto, dentre as quais consta a emissão de Certificado da Qualidade;
XXII - Laboratório cadastrado: laboratório que, para realizar ensaios físico-químicos em biodiesel para emissão
de Certificado da Qualidade ou de Boletim de Análise, foi cadastrado na ANP conforme Resolução ANP nº 46, de 09
de setembro de 2011, ou outra que venha a substituí-la.
Da Comercialização
Art. 3º O biodiesel só poderá ser comercializado pelos Produtores, Distribuidores, Refinarias, Importadores e
Exportadores de biodiesel autorizados pela ANP.
§ 1º Somente os Distribuidores e as Refinarias autorizados pela ANP poderão realizar a mistura óleo diesel
A/biodiesel para efetivar sua comercialização.
§ 2º É vedado ao Revendedor e ao Transportador-RevendedorRetalhista adquirir e comercializar biodiesel diretamente de Refinaria, Produtor, Importador ou Exportador.
Art. 4º O Distribuidor e o Adquirente ficam obrigados a recusar o recebimento do produto caso constatem
qualquer não-conformidade presente no Certificado da Qualidade ou após realização de análise de amostra
representativa. Tal não-conformidade deverá ser comunicada ao Centro de Relações com o Consumidor da ANP, cujo
telefone encontra-se disponível no sítio www.anp.gov.br, no prazo máximo de 48 (quarenta e oito) horas,
considerando-se somente os dias úteis, e informando:
I - Data da ocorrência;
II - Número e data de emissão da Nota Fiscal e;
III - CNPJ do emitente da Nota Fiscal.
Da Certificação do Biodiesel
Art. 5º O Produtor, o Adquirente e o Importador ficam obrigados a garantir a qualidade do biodiesel a ser
comercializado em todo o território nacional e a emitir o Certificado da Qualidade de amostra representativa, cujos
resultados deverão atender aos limites estabelecidos da especificação constante no Regulamento Técnico ANP nº
4/2012, parte integrante desta Resolução.
§ 1º O produto somente poderá ser liberado para a comercialização após a sua certificação, com a emissão
do respectivo Certificado da Qualidade, que deverá acompanhar o produto.
§ 2º As análises constantes do Certificado da Qualidade só poderão ser realizadas em laboratório próprio do
Produtor, do Adquirente ou outro(s) contratado(s) por estes, o(s) qual(is) deverá(ão) ser cadastrado(s) pela ANP
conforme Resolução ANP nº 46, de 09 de setembro de 2011, ou outra que venha a substituí-la.
§ 3º No caso de certificação do biodiesel utilizando laboratório próprio e contratado, o Produtor e o Adquirente
deverão emitir Certificado da Qualidade único, agrupando todos os resultados constantes do(s) Boletim(ns) de
Análise que tenham recebido do(s) laboratório(s) cadastrado(s) pela ANP. Esse Certificado deverá indicar o(s)
laboratório(s) responsável(is) por cada ensaio.
§ 4º Caso o produto não seja comercializado no prazo máximo de 1 (um) mês, a partir da data de certificação
constante do Certificado da Qualidade, a característica massa específica a 20 ºC deverá ser novamente analisada.
Caso a diferença encontrada com relação à massa específica a 20 ºC do Certificado da Qualidade seja inferior a 3,0
kg/m³, deverão ser novamente avaliados o teor de água, o índice de acidez e a estabilidade à oxidação a 110 ºC.
Caso a diferença seja superior a 3,0 kg/m³, deverá ser realizada a recertificação completa segundo esta Resolução.
§ 5º No caso da importação de biodiesel, a análise de amostra representativa e a emissão do Certificado da
Qualidade deverão ser realizadas por Firma Inspetora, contratada pelo Importador, atestando que o produto atende ao
Regulamento Técnico ANP nº 4/2012, parte integrante desta Resolução.
I - A Firma Inspetora deverá ser cadastrada na ANP ou poderá contratar laboratório cadastrado junto à ANP
para emissão do Boletim de Análise.
II - A Firma Inspetora ficará obrigada a apresentar os Boletins de Análise emitidos pelo(s) laboratório(s)
contratado(s), caso seja solicitado pela ANP.
§ 6º O Certificado da Qualidade referente ao produto comercializado deverá conter:
I - os resultados das análises dos parâmetros especificados, com indicação dos métodos empregados e os
respectivos limites constantes da especificação, conforme Regulamento Técnico ANP nº 4/2012, parte integrante
desta Resolução;
II - o tanque de origem e a identificação do lacre da amostratestemunha, previsto no art. 6º deste regulamento;
III - a data de produção do biodiesel;
IV - o material graxo e o álcool utilizado para obtenção do biodiesel;
a) Caso seja usado mais de um tipo de material graxo, devem ser informadas suas respectivas proporções;
V - a identificação do aditivo utilizado na fase de produção, quando for o caso, cabendo classificar o tipo;
a) Após a aditivação, o biodiesel deverá permanecer de acordo com a sua especificação técnica.
VI - identificação própria por meio de numeração sequencial anual, inclusive no caso de cópia emitida
eletronicamente;
VII - assinatura do químico responsável pela qualidade do produto na empresa, com indicação legível de seu
nome e número de inscrição no Conselho Regional de Química;
VIII - indicação do laboratório cadastrado na ANP responsável por cada ensaio efetuado e da identificação de
cada Boletim de Análise utilizado para compor o respectivo Certificado da Qualidade, atentando ao disposto no § 11
deste artigo.
§ 7º Em qualquer situação, o Boletim de Análise deverá ser emitido por laboratório cadastrado conforme as
regras estabelecidas na Resolução ANP nº 46 de 9 de setembro de 2011, ou regulamentação superveniente que
venha a substituí-la.
§ 8º O Boletim de Análise deverá ser firmado pelo químico responsável pelos ensaios laboratoriais efetuados,
com indicação legível de seu nome e número da inscrição no órgão de classe.
§ 9º Para documentos emitidos eletronicamente, é obrigatória a assinatura digital, efetivada mediante
utilização de certificado digital válido, de propriedade do responsável pela assinatura do Certificado da Qualidade ou
do Boletim de Análise.
§ 10º O Produtor, o Adquirente e a Firma Inspetora somente poderão utilizar o Boletim da Análise como
Certificado da Qualidade quando o mesmo for emitido por laboratório próprio, cadastrado na ANP, e contemplar todas
as características necessárias à certificação do produto.
§ 11º O Produtor, o Adquirente e o Importador deverão comunicar previamente à ANP, por meio de endereço
eletrônico disponibilizado no sítio www.anp.gov.br, as seguintes informações referentes ao(s) laboratório(s)
cadastrado(s), responsável(is) pelas análises utilizadas para compor o Certificado da Qualidade:
I - razão social;
II - número de cadastro do laboratório;
III - endereço completo;
IV - métodos utilizados para realização das análises.
§ 12º As informações previstas no § 11 deverão ser enviadas em formato eletrônico, segundo orientações de
preenchimento disponibilizadas no sítio: www.anp.gov.br.
Art. 6º Deverão ser mantidas pelo Produtor, Adquirente e Importador, em local protegido de luminosidade e de
aquecimento, duas amostras-testemunha de 1 (um) litro cada, representativas do Volume Certificado, devidamente
identificadas com o número do Certificado da Qualidade e de seu respectivo lacre.
§ 1º Cada amostra-testemunha deverá ser armazenada em recipiente de 1 (um) litro de capacidade, com
batoque e tampa plástica.
§ 2º O recipiente indicado no § 1º deste artigo deverá ser lacrado, com lacre de numeração controlada, que
deixe evidências no caso de violação.
§ 3º Deverão ficar à disposição da ANP para qualquer verificação julgada necessária:
I - as amostras-testemunha, pelo prazo mínimo de 1 mês, a contar da data de saída do produto das
instalações do Produtor, Adquirente e Importador;
II - o Certificado da Qualidade, acompanhado dos originais dos Boletins de Análise utilizados na sua
composição, quando for o caso, pelo prazo mínimo de 12 meses, a contar da data de saída do produto das
instalações do Produtor, Importador e Adquirente.
§ 4º O Certificado da Qualidade deverá ser obrigatoriamente rastreável às suas respectivas amostrastestemunha e Boletins de Análise.
Art. 7º O Produtor, o Importador e o Adquirente deverão enviar mensalmente à ANP, até o 15º (décimo quinto)
dia do mês subseqüente à comercialização do produto, todas as informações constantes dos Certificados da
Qualidade emitidos no mês de referência e respectivos Volumes Certificados, por meio de endereço eletrônico
disponibilizado no sítio www.anp.gov.br.
§ 1º Os agentes citados no caput deste artigo deverão enviar os dados, em formato eletrônico, segundo
orientações de preenchimento disponibilizadas no sítio da ANP www.anp.gov.br.
§ 2º Quando não houver comercialização de biodiesel em um determinado mês, o Produtor e o Adquirente
deverão enviar obrigatoriamente o formulário eletrônico informando esta situação.
§ 3º No caso da importação do biodiesel, quando houver comercialização do produto, o Importador ficará
obrigado a enviar o formulário eletrônico citado no § 1º deste artigo.
Dos Documentos Fiscais
Art. 8º A documentação fiscal e o Documento Auxiliar da Nota Fiscal Eletrônica (DANFE) emitidos por
Produtor, Adquirente e Importador, para fins de entrega e referentes às operações de comercialização do produto,
deverão indicar o número do Certificado da Qualidade e do lacre da amostra-testemunha correspondentes ao produto.
Parágrafo único. O produto, ao ser transportado, deverá ser acompanhado de cópia legível do respectivo
Certificado da Qualidade, atestando que o produto comercializado atende a especificação estabelecida no
Regulamento Técnico nº 4/2012, parte constante desta Resolução.
Das Disposições Finais
Art. 9º O não atendimento às regras estabelecidas na presente Resolução sujeita os infratores às sanções
administrativas previstas na Lei nº 9.847, de 26 de outubro de 1999, alterada pela Lei nº 11.097, de 13 de janeiro de
2005, e no Decreto nº 2.953, de 28 de janeiro de 1999, sem prejuízo das penalidades de natureza civil e penal.
Art. 10. Os casos não contemplados nesta Resolução serão analisados pela Diretoria da ANP.
Art. 11. Fica concedido, aos Produtores, Importadores e Adquirentes de biodiesel, o prazo de até 60 dias a
partir da publicação desta Resolução para atendimento ao limite da característica Teor de Água estabelecido no
Regulamento Técnico anexo a esta Resolução, período no qual poderão ainda atender ao limite constante da
Resolução ANP nº 7, de 19 de março 2008.
Art. 12. Esta Resolução entra em vigor na data de sua publicação no Diário Oficial da União.
Art. 13. Fica revogada a Resolução ANP nº 7, de 19 de março de 2008, observados os termos do art. 11 desta
Resolução.
MAGDA MARIA DE REGINA CHAMBRIARD
ANEXO
REGULAMENTO TÉCNICO ANP Nº 4/2012
1. Objetivo
Este Regulamento Técnico aplica-se ao biodiesel nacional ou importado e estabelece a sua especificação.
2. Normas Aplicáveis
A determinação das características do biodiesel deverá ser feita mediante o emprego das normas da
Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT), das normas internacionais da "American Society for Testing and
Materials" (ASTM), da "International Organization for Standardization" (ISO) e do "Comité Européen de Normalisation"
(CEN).
Os dados de repetitividade e de reprodutibilidade fornecidos nos métodos relacionados neste Regulamento
devem ser usados somente como guia para aceitação das determinações em duplicata do ensaio e não devem ser
considerados como tolerância aplicada aos limites especificados neste Regulamento.
A análise do produto deverá ser realizada em amostra representativa obtida segundo os métodos ABNT NBR
14883 - Petróleo e produtos de petróleo - Amostragem manual, ASTM D 4057 - Practice for Manual Sampling of
Petroleum and Petroleum Products ou ISO 5555 - Animal and vegetable fats and oils - Sampling.
As características constantes da Tabela I de Especificação do Biodiesel deverão ser determinadas de acordo
com a publicação mais recente dos seguintes métodos de ensaio:
2.1. Métodos ABNT
MÉTODO
TÍTULO
NBR 6294
Óleos lubrificantes e aditivos - Determinação de cinza sulfatada
NBR 7148
Petróleo e produtos de petróleo - Determinação da massa específica, densidade relativa e
ºAPI - Método do densímetro
NBR 10441
Produtos de petróleo - Líquidos transparentes e opacos - Determinação da viscosidade
cinemática e cálculo da viscosidade dinâmica
NBR 14065
Destilados de petróleo e óleos viscosos - Determinação da massa específica e da
densidade relativa pelo densímetro digital.
NBR 14359
Produtos de petróleo - Determinação da corrosividade - Método da lâmina de cobre
NBR 14448
Produtos de petróleo - Determinação do índice de acidez pelo método de titulação
potenciométrica
NBR 14598
Produtos de petróleo - Determinação do ponto de fulgor pelo aparelho de vaso fechado
Pensky-Martens
NBR 14747
Óleo Diesel - Determinação do ponto de entupimento de filtro a frio
NBR 15341
Biodiesel - Determinação de glicerina livre em biodiesel de mamona por cromatografia em
fase gasosa
NBR 15342
Biodiesel - Determinação de monoglicerídeos e diglicerídeos em biodiesel de mamona por
cromatografia gasosa
NBR 15343
Biodiesel - Determinação da concentração de metanol e/ou etanol por cromatografia
gasosa
NBR 15344
Biodiesel - Determinação de glicerina total e do teor de triglicerídeos em biodiesel
NBR 15553
Produtos derivados de óleos e gorduras - Ésteres metílicos/etílicos de ácidos graxos Determinação dos teores de cálcio, magnésio, sódio, fósforo e potássio por espectrometria
de emissão ótica com plasma indutivamente acoplado (ICP-OES)
NBR 15554
Produtos derivados de óleos e gorduras -Ésteres metílicos/etílicos de ácidos graxos Determinação do teor de sódio por espectrometria de absorção atômica
NBR 15555
Produtos derivados de óleos e gorduras -Ésteres metílicos/etílicos de ácidos graxos Determinação do teor de potássio por espectrometria de absorção atômica
NBR 15556
Produtos derivados de óleos e gorduras -Ésteres metílicos/etílicos de ácidos graxos Determinação do teor de sódio, potássio, magnésio e cálcio por espectrometria de
absorção atômica
NBR 15586
Produtos de petróleo - Determinação de microrresíduo de carbono
NBR 15764
Biodiesel - Determinação do teor total de ésteres por cromatografia gasosa
NBR 15771
Biodiesel - Determinação de glicerina livre - Método Volumétrico
NBR 15867
Biodiesel - Determinação do teor de enxofre por espectrometria de emissão ótica com
plasma indutivamente acoplado (ICP-OES)
NBR 15908
Biodiesel - Determinação da glicerina livre, monoglicerídeos, diglicerídeos, triglicerídeos e
glicerina total por cromatografia gasosa
NBR 15995
Biodiesel - Determinação da contaminação total
2.2. Métodos ASTM
MÉTODO
TÍTULO
ASTM D93
Flash point by Pensky-Martens closed cup tester
ASTM D130
Corrosiveness to copper from petroleum products by copper strip test
ASTM D445
Kinematic viscosity of transparent and opaque liquids (and calculation of dynamic viscosity
ASTM D613
Cetane number of Diesel fuel oil
ASTM D664
Acid number of petroleum products by potentiometric titration
ASTM D874
Sulfated ash from lubricating oils and additives
ASTM D1298
Density, relative density (specific gravity) or API gravity of crude petroleum and liquid
petroleum products by hydrometer
ASTM D4052
Density and relative density of liquids by digital density meter
ASTM D4530
Determination of carbon residue (micro method)
ASTM D4951
Determination of additive elements in lubricating oils by inductively coupled plasma atomic
emission spectrometry
ASTM D5453
Determination of total sulfur in light hydrocarbons, spark ignition engine fuel, diesel engine
fuel, and engine oil by ultraviolet fluorescence
ASTM D6304
Determination of water in petroleum products, lubricating oils, and additives by coulometric
Karl Fisher titration
ASTM D6371
Cold filter plugging point of Diesel and heating fuels
ASTM D6584
Determination of total monoglyceride, total diglyceride, total triglyceride, and free and total
glycerin in b-100 biodiesel methyl esters by gas chromatography
ASTM D6890
Determination of ignition delay and derived cetane number (DCN) of Diesel fuel oils by
combustion in a constant volume chamber
2.3. Métodos EN/ISO
MÉTODO
TÍTULO
EN 116
Determination of cold filter plugging point
EN ISO 2160
Petroleum products - Corrosiveness to copper - Copper strip test
EN ISO 3104
Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity
and calculation of dynamic viscosity
EN ISO 3675
Crude petroleum and liquid petroleum products - Laboratory determination of density Hydrometer method
EN ISO 3679
Determination of flash point - Rapid equilibrium closed cup method
EN ISO 3987
Petroleum products - Lubricating oils and additives - Determination of sulfated ash
EN ISO 5165
Diesel fuels - Determination of the ignition quality of diesel fuels - Cetane engine method
EN 10370
Petroleum Products - Determination of carbon residue - Micro Method
EN ISO 12185
Crude petroleum and liquid petroleum products. Oscillating U-tube method
EN ISO 12662
Liquid Petroleum Products - Determination of contamination in middle distillates
EN ISO 12937
Petroleum Products - Determination of water - Coulometric Karl Fischer titration method
EN 14103
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of ester and
linolenic acid methyl ester contents
EN 14104
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of acid value
EN 14105
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of free and total
glycerol and mono-, di- and triglyceride content - (Reference Method)
EN 14106
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of free glycerol
content
EN 14107
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of phosphorous
content by inductively coupled plasma (ICP) emission spectrometry
EN 14108
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of sodium content
by atomic absorption spectrometry
EN 14109
Fat and oil derivatives -Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of potassium
content by atomic absorption spectrometry
EN 14110
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of methanol
content
EN 14111
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of iodine value
EN 14112
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of oxidation
stability (accelerated oxidation test)
EN 14538
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) - Determination of Ca, K, Mg and
Na content by optical emission spectral analysis with inductively coupled plasma (ICPOES)
EN 15751
Fat and oil derivatives - Fatty acid methyl esters (FAME) and blends with diesel fuel.
Determination of oxidation stability by accelerated oxidation method
EN ISO 20846
Petroleum Products - Determination of sulfur content of automotive fuels - Ultraviolet
fluorescence method
EN ISO 20884
Petroleum Products -Determination of sulfur content of automotive fuels - Wavelengthdispersive X -ray fluorescence spectrometry
Tabela I: Especificação do Biodiesel
CARACTERÍSTICA
UNIDADE
LIMITE
MÉTODO
ABNT NBR
ASTM D
EN/ISO
Aspecto
-
LII (1)
-
-
-
Massa específica a 20º C
kg/m³
850 a 900
7148
1298
14065
4052
EN ISO
3675
EN ISO
12185
Viscosidade Cinemática a
40ºC
mm²/s
3,0 a 6,0
10441
445
EN ISO
3104
Teor de água, máx.
mg/kg
(2)
-
6304
EN ISO
12937
Contaminação Total, máx.
mg/kg
24
-
-
EN ISO
12662
NBR
15995
Ponto de fulgor, mín. (3)
ºC
100,0
14598
93
EN ISO
3679
Teor de éster, mín
% massa
96,5
15764
-
EN
14103
Resíduo de carbono, máx.
(4)
% massa
0,050
15586
4530
-
Cinzas sulfatadas, máx.
% massa
0,020
6294
874
EN ISO
3987
Enxofre total, máx.
mg/kg
10
15867
5453
EN ISO
20846
EN ISO
20884
Sódio + Potássio, máx.
mg/kg
5
15554
-
15555
EN
14109
15553
15556
Cálcio + Magnésio, máx.
mg/kg
5
15553
EN
14108
EN
14538
-
EN
14538
15556
Fósforo, máx.
mg/kg
10
15553
4951
EN
14107
Corrosividade ao cobre, 3h
a 50 ºC, máx.
-
1
14359
130
EN ISO
2160
Número Cetano (5)
-
Anotar
-
613
6890 (6)
EN ISO
5165
Ponto de entupimento de
filtro a frio, máx.
ºC
(7)
14747
6371
EN 116
Índice de acidez, máx.
mg KOH/g
0,50
14448
664
-
-
EN
14104
(8)
15341 (8)
6584 (8)
15771
-
Glicerol livre, máx.
% massa
0,02
-
EN
14106
(8)
-
Glicerol total, máx. (9)
Monoacilglicerol, máx.
% massa
% massa
0,25
0,80
15344
6584 (8)
15908
-
15342 (8)
6584 (8)
EN
14105
(8)
6584 (8)
EN
14105
8)
6584 (8)
EN
15344
15908
Diacilglicerol, max.
% massa
0,20
15342 (8)
15344
15908
Triacilglicerol, máx.
% massa
0,20
EN
14105
(8)
15342 (8)
EN
14105
(8)
15344
14105
(8)
15908
Metanol e/ou Etanol, máx.
% massa
0,20
15343
-
EN
14110
(8)
Índice de Iodo
g/100g
Anotar
-
-
EN
14111
(8)
Estabilidade à oxidação a
110ºC, mín. (10)
h
6
-
-
EN
14112
EN
15751
(8)
Nota:
(1) Límpido e isento de impurezas, com anotação da temperatura de ensaio.
(2) Será admitido o limite de 380 mg/kg 60 dias após a publicação da Resolução. A partir de 1º de janeiro de
2013 até 31 de dezembro de 2013 será admitido o limite máximo de 350 mg/kg e a partir de 1º de janeiro de 2014, o
limite máximo será de 200 mg/kg.
(3) Quando a análise de ponto de fulgor resultar em valor superior a 130º C, fica dispensada a análise de teor
de metanol ou etanol.
(4) O resíduo deve ser avaliado em 100% da amostra.
(5) Estas características devem ser analisadas em conjunto com as demais constantes da tabela de
especificação a cada trimestre civil. Os resultados devem ser enviados à ANP pelo Produtor de biodiesel, tomando
uma amostra do biodiesel comercializado no trimestre e, em caso de neste período haver mudança de tipo de
material graxo, o Produtor deverá analisar número de amostras correspondente ao número de tipos de materiais
graxos utilizados.
(6) O método ASTM D6890 poderá ser utilizado como método alternativo para determinação do número de
cetano.
(7) Limites conforme Tabela II. Para os estados não contemplados na tabela o ponto de entupimento a frio
permanecerá 19ºC.
(8) Os métodos referenciados demandam validação para os materiais graxos não previstos no método e rota
de produção etílica.
(9) Poderá ser determinado pelos métodos ABNT NBR 15908, ABNT NBR 15344, ASTM D6584 ou EN14105,
sendo aplicável o limite de 0,25% em massa. Para biodiesel oriundo de material graxo predominantemente láurico,
deve ser utilizado método ABNT NBR 15908 ou ABNT NBR 15344, sendo aplicável o limite de 0,30% em massa.
(10) O limite estabelecido deverá ser atendido em toda a cadeia de abastecimento do combustível.
Tabela II - Ponto de Entupimento de Filtro a Frio
UNIDADES
DA
FEDERAÇÃO
LIMITE MÁXIMO, ºC
JAN
FEV
MAR
ABR
MAI
JUN
JUL
AGO
SET
OUT
NOV
DEZ
SP - MG MS
14
14
14
12
8
8
8
8
8
12
14
14
GO/DF - MT ES - RJ
14
14
14
14
10
10
10
10
10
14
14
14
PR - SC - RS
14
14
14
10
5
5
5
5
5
10
14
14
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"Este texto não substitui o publicado no Diário Oficial da União"
ANEXO 4