sistema de bombeamento

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ii

FACULDADE DE ENGENHARIA ELÉTRICA

PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA

Comportamento elétrico, mecânico e hidráulico de um sistema de bombeamento sob o enfoque da

eficiência energética

Dissertação apresentada por Ronaldo Guimarães à Universidade Federal de Uberlândia como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Elétrica. Banca Examinadora:

Professor Antônio Carlos Delaiba, Dr. (UFU) – Orientador

Professor Paulo César Abreu Leão, Dr. (UFSJ)

Engenheiro Sérgio Ferreira de Paula Silva , Dr. (Quality)

Professor Décio Bispo, Dr. (UFU)

Uberlândia, 24 de Janeiro de 2008

iii

Comportamento elétrico, mecânico e hidráulico de um sistema de bombeamento sob o enfoque da

eficiência energética

Ronaldo Guimarães

Dissertação apresentada por Ronaldo Guimarães à Universidade Federal de Uberlândia como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Elétrica.

Profo Antônio Carlos Delaiba Orientador

Profo Darizon Alves de Andrade Coordenador do Curso de

pós-graduação

Uberlândia 2008

iv

Dados Internacionais de Catalogação na Publicação (CIP)

G963c

Guimarães, Ronaldo, 1969- Comportamento elétrico, mecânico e hidráulico de um sistema de bom-

beamento sob o enfoque da eficiência energética / Ronaldo Guimarães. -

2008.

172 f. : il. Orientador: Antônio Carlos Delaiba. Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de Uberlândia, Progra- ma de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica. Inclui bibliografia. 1. Sistemas de energia elétrica - Teses. 2. Energia elétrica - Consumo - Teses. 3. Inversores elétricos - Teses. I. Delaíba, Antônio Carlos. II. Uni-versidade Federal de Uberlândia. Programa de Pós-Graduação em Enge-nharia Elétrica. III. Título. CDU: 621.311

Elaborado pelo Sistema de Bibliotecas da UFU / Setor de Catalogação e Classificação

v

DEDICATÓRIA

DEDICO ESTE TRABALHO AOS MEUS FAMILIARES, EM ESPECIAL À MINHA ESPOSA MARTA, PELO APOIO, MOTIVAÇÃO E PACIÊNCIA DURANTE O TEMPO DEDICADO AO ESTUDO QUE GEROU ESTA DISSERTAÇÃO.

vi

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Antônio Carlos Delaiba, pela valiosa orientação durante a execução

dos trabalhos, pelas palavras sensatas, pela amizade e pela compreensão nos mom

entos difíceis.

Ao Prof. Marcelo Lynce R. Chaves, pela grande colaboração dada ao

compartilhar comigo alguns dos seus conhecimentos em ATP.

Ao Prof. Décio Bispo e ao Engenheiro Sérgio Ferreira de Paula Silva,

pela colaboração dada ao compartilhar comigo alguns dos seus conhecimentos

sobre os equipamentos instalados no laboratório, pelo incentivo e pelas sugestões

que engrandeceram este trabalho.

Aos demais professores e colegas de pós-graduação que sempre estiveram

presentes nos momentos de aprendizado e que foram essenciais à conclusão deste

trabalho.

À Eletrobrás que por meio do convênio do PROCEL/Indústria patrocinou a

construção do Laboratório de Otimização de Sistemas Motrizes da Universidade

Federal de Uberlândia, onde foi realizado este trabalho.

Ao Engenheiro Carlos Aparecido Ferreira (Eletrobrás) pela sua colaboração

na montagem do laboratório.

À FAU pelo apoio financeiro.

vii

RESUMO

Esta dissertação tem por objetivo apresentar uma metodologia de comparação do

desempenho elétrico, mecânico e hidráulico, sob o enfoque da eficiência energética, de

sistemas de bombeamento controlados por válvulas de estrangulamento ou por inversores de

freqüência. O acionamento é realizado pelos motores da linha padrão ou de alto rendimento.

Neste sentido, este trabalho apresenta a simulação no domínio do tempo a partir de uma

plataforma computacional denominada ATP (Alternative Transient Program).

Complementando os aspectos anteriores, a validação da modelagem proposta, é realizada

através da comparação entre os valores simulados e aqueles oriundos dos ensaios

experimentais. Finalmente, deve-se destacar que os experimentos laboratoriais foram

executados no laboratório de eficiência energética da Faculdade de Engenharia Elétrica da

Universidade Federal de Uberlândia.

Palavras Chave: Eficiência energética, Sistemas de bombeamento, Inversores de freqüência,

Consumo de Energia.

viii

ABSTRACT

This thesis aims to present a methodology for comparing the performance

electrical, mechanical and hydraulic under the focus of the energy efficiency of

pumping systems controlled by valves of strangulation or by the frequency converters.

The trigger is held by engines of the line standard or high efficiency. Therefore, this

paper presents the simulation in domain of time from a computer platform called ATP

(Alternative Transient Program). Complementing the aspects earlier, the validation of

proposal modeling, is performed by comparing the simulated values and those from the

tests. Finally, it should be emphasized that the laboratory experiments were performed

in the laboratory for energy efficiency of the Faculty of Electrical Engineering of the

Federal University of Uberlândia.

Key words: energy efficiency, pumping systems, frequency converters, consumption of Energy.

ix

SUMÁRIO

1 – Introdução................................................................................................................... 1

...1.1 – O panorama energético brasileiro ........................................................................ 1

...1.2 – Estrutura interna do trabalho ............................................................................... 6

2 – Eficiência energética em sistemas de bombeamento.................................................. 8

...2.1 – Introdução ............................................................................................................ 8

...2.2 – O motor de indução ............................................................................................. 9

......2.2.1 – A velocidade ................................................................................................ 10

......2.2.2 - Curvas características ................................................................................... 11

...2.3 – O motor de alto rendimento ............................................................................... 17

...2.4 – O motor de indução submetido a variações na tensão de alimentação .............. 19

...2.5 – A manutenção do motor de indução trifásico .................................................... 20

......2.5.1 – O motor rebobinado ..................................................................................... 21

...2.6 – O acoplamento motor-carga .............................................................................. 23

...2.7 – Sistema de bombeamento................................................................................... 27

......2.7.1 – Principais componentes de um sistema de bombeamento ........................... 27

......2.7.2 – Bomba hidráulica ......................................................................................... 28

...2.8 – Bomba centrífuga .............................................................................................. 29

......2.8.1 - Curvas características ou de desempenho .................................................... 29

.........2.8.1.1 - Curvas da bomba .................................................................................... 29

.........2.8.1.2 - Curva de carga do sistema ...................................................................... 34

.........2.8.1.3 - Curva de conjugado da bomba versus rotação ....................................... 36

......2.8.2 – Estimativa do momento de inércia da carga (Jc) .......................................... 38

...2.9 – O controle de vazão por estrangulamento de válvula ........................................ 39

......2.9.1 – O efeito do estrangulamento de válvula na curva do sistema ...................... 40

...2.10 – O inversor de freqüência em sistemas de bombeamento ................................. 41

......2.10.1 – O inversor de freqüência ............................................................................ 41

......2.10.2 – Obtenção das curvas características para diversas rotações a partir da curva

.....................original........................................................................................................43

......2.10.3 – Considerações sobre a utilização de inversores de freqüência .................. 45

...2.11 – Comparação entre os métodos válvula de estrangulamento e controle de

.................velocidade.......................................................................................................46

...2.12 – Possibilidades de economizar energia elétrica em sistemas de bombeamento

x

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

...2.13 – Viabilidade econômica .................................................................................... 49

......2.13.1 – Tempo de retorno simples ......................................................................... 50

......2.13.2 – Tempo de retorno capitalizado .................................................................. 51

......2.13.3 – Valor presente líquido (VPL) .................................................................... 51

......2.13.4 – Exemplo de aplicação ................................................................................ 52

...2.14 – Considerações finais ........................................................................................ 55

3 – Descrição da estação de trabalho do sistema de bombeamento................................56

...3.1 – Introdução .......................................................................................................... 56

...3.2 – Estação de trabalho do LAMOTRIZ ................................................................. 56

......3.2.1 – Características gerais da planta industrial ....................................................56

......3.2.2 – Características específicas do sistema de bombeamento ............................. 60

......3.2.3 – Os motores ................................................................................................... 63

......3.2.4 – O dinamômetro ............................................................................................ 64

......3.2.5. – A bomba centrífuga .................................................................................... 65

......3.2.6 – Detalhamento dos sensores e atuadores ....................................................... 67

...3.3 – Painel de controle e acionamento ...................................................................... 72

......3.3.1 – Partida direta ................................................................................................ 75

......3.3.2 – Partida suave ................................................................................................ 76

......3.3.3 – Inversor de freqüência ................................................................................. 77

.........3.3.3.1 – Características de conjugado ................................................................. 78

.........3.3.3.2 – A ação do inversor em situações de falha .............................................. 79

......3.3.4 – O medidor de grandezas elétricas...............................................80

.........3.3.4.1 – Funções de medição ............................................................................... 81

.........3.3.4.2 – Captura de formas de onda .................................................................... 83

......3.3.5 – Controlador Lógico Programável – CLP ..................................................... 83

...3.4 – Sistema supervisório .......................................................................................... 85

......3.4.1 – O controle de vazão via supervisório .......................................................... 89

...3.5 – Dinamômetro ..................................................................................................... 91

...3.6 – Considerações finais .......................................................................................... 92

4 – Ensaios de laboratório realizados na estação de trabalho do sistema de

...........bombeamento .......................................................................................................93

4.1- Introdução ............................................................................................................ 93

...4.2 – O sistema de bombeamento ............................................................................... 93

xi

......4.2.1 – Os motores: alto-rendimento e convencional .............................................. 93

......4.2.2 – Altura manométrica ................................................................................... 95

......4.2.3 – Curva de carga do sistema .................................................................... 99

......4.2.4 – Determinação do NPSH e verificação de cavitação .................................... 99

......4.2.5 – Potência absorvida (BHP) e rendimento (η) .............................................. 101

......4.2.6 – Os conjugados médios e o momento de inércia da carga .......................... 103

...4.3 – A eficiência energética pela comparação entre os motores da linha padrão e de

.............alto-rendimento utilizando a válvula de estrangulamento .............................. 105

...4.4 – Comparação da eficiência energética utilizando inversores de freqüência ..... 107

...4.5 – Estudo das leis de afinidade para cargas centrífugas ....................................... 112

......4.5.1 – As leis de afinidade aplicadas ao sistema de bombeamento do LAMOTRIZ

...................................................................................................................................... 112

......4.5.2 – Obtenção das curvas características para diversas velocidades a partir da

....................curva para uma rotação conhecida ........................................................... 114

...4.6 - Considerações finais ......................................................................................... 116

5 – Simulação computacional do sistema de bombeamento (LAMOTRIZ) na plataforma

......ATP......................................................................................................................... 117

...5.1 – Introdução ........................................................................................................ 117

...5.2 – O sistema de bombeamento ............................................................................. 118

......5.2.1 – A representação do motor de indução trifásico – MIT ............................. 118

......5.2.2 – A representação do sistema de bombeamento............................................ 119

...5.3 – A modelagem do sistema ................................................................................. 120

......5.3.1 – Representação do sistema no ATPDraw ................................................... 120

......5.3.2 – Representação do motor no ATPDraw........................................................121

......5.3.3 – Entrada de dados do motor de indução trifásico ........................................ 122

......5.3.4 – Entrada de dados da carga ......................................................................... 123

...5.4 – Simulações ....................................................................................................... 124

......5.4.1 – Ensaio a vazio ......................................................................................... 124

......5.4.2 – Ensaio de rotor travado .............................................................................. 127

......5.4.3 – Ensaio com carga nominal ......................................................................... 128

...5.5 – Ensaio com carga acionada em 45 Hz ............................................................. 132

...5.6 – Validação do modelo computacional ..........................................................136

...5.7 – Considerações finais......................................................................................... 138

6 – Conclusão ............................................................................................................. 139

xii

...6.1 – Trabalhos futuros ............................................................................................. 141

Referências Bibliográficas ........................................................................................... 142

Anexo ........................................................................................................................... 146

xiii

LISTA DE FIGURAS

1.1 - Consumo de energia elétrica no Brasil (1975-2005) ............................................... 3

1.2 – Capacidade instalada de geração de energia elétrica no Brasil (1974-2005) ......... 4

1.3 – Estrutura da oferta interna de energia elétrica no Brasil ........................................ 4

2.1 – Curva conjugado x velocidade de um motor de indução ...................................... 11

2.2 – Categorias dos motores de indução trifásicos ....................................................... 12

2.3 – Curva corrente x velocidade de um motor de indução ......................................... 13

2.4 – Comparação entre diferentes métodos de partida ................................................. 14

2.5 – Curva rendimento x carga de um motor de indução ............................................. 15

2.6 – Curva fator de potência x carga de um motor de indução .................................... 16

2.7 – Curvas de desempenho de um motor de 10cv da linha padrão ............................ 17

2.8 – Diagrama representativo do acoplamento motor-carga ........................................ 24

2.9 – Componentes de um sistema de bombeamento .................................................... 27

2.10 – Tipos de curva H x Q .......................................................................................... 31

2.11 – Curva η x Q ........................................................................................................ 31

2.12 – Curva Pm x Q ...................................................................................................... 32

2.13 – Curva H x Q ........................................................................................................ 35

2.14 – Curva de conjugado versus rotação .................................................................... 36

2.15 – Conjugados médios em função da rotação do sistema de bombeamento ........... 37

2.16 – Efeito da ação de válvulas de estrangulamento .................................................. 40

2.17 – Curva tensão versus freqüência .......................................................................... 42

2.18 – Variação da curva de trabalho de uma bomba centrífuga pela variação da

............velocidade .......................................................................................................... 43

2.19 – Efeito da rotação nas curvas características ....................................................... 44

2.20 – Curva de conjugado x rotação da bomba para diversas velocidades .................. 45

2.21 – Recomendação de torque em função da freqüência para motores acionados a

............inversores de freqüência .................................................................................... 46

2.22 – Comparativo entre controle de vazão por estrangulamento de válvula e inversor

...........de freqüência ....................................................................................................... 47

2.23 – A potência elétrica comparativa entre os dois métodos: válvula e inversor ....... 48

2.24 – Balanço médio de energia em um sistema hidráulico ........................................ 48

2.25 – Tela de retorno de investimento do software BDMotor ..................................... 54

3.1 – Visão geral da bancada do sistema de bombeamento ........................................... 57

xiv

3.2 – Equipamentos de informática ............................................................................... 58

3.3 – Rede de comunicação da bancada da bomba centrífuga ...................................... 59

3.4 – Conjunto motor-bomba fixos na bancada ............................................................ 60

3.5 – Diagrama orientativo da bancada da bomba centrífuga ....................................... 61

3.6 – Reservatório superior da bancada de bombeamento ............................................ 62

3.7 – Dispositivo eletromagnético de frenagem e simulação de carga ......................... 65

3.8 – Curva vazão x altura x rendimento % .................................................................. 65

3.9 – Curva vazão x potência ........................................................................................ 66

3.10 – Curva vazão x NTSH .......................................................................................... 67

3.11 – Fluxograma simplificado da bancada de bombeamento .................................... 67

3.12. – Chaves de nível tipo bóia magnética ................................................................. 68

3.13 – Transmissor de pressão diferencial YOKOGAWA ............................................ 69

3.14 – Válvulas solenóide .............................................................................................. 69

3.15 – Manômetro petroquímico ................................................................................... 70

3.16. – Transdutor de pressão diferencial capacitivo .................................................... 71

3.17 – Válvula de estrangulamento tipo globo de contorno Fox Wall .......................... 71

3.18 – Vista da parte interna do painel de comando ...................................................... 73

3.19 – Esquema unifilar do sistema de comando .......................................................... 74

3.20 – Desenho esquemático da chave de partida suave ............................................... 77

3.21 – Curvas de conjugado para o inversor de freqüência ........................................... 79

3.22 – Representação do multimedidor ......................................................................... 80

3.23 – Tela inicial do sistema supervisório ................................................................... 85

3.24 – Apresentação da bancada da bomba centrífuga na tela do supervisório ............ 86

3.25 – Tela de comando ................................................................................................. 86

3.26 – Janela de medições de grandezas elétricas ......................................................... 87

3.27 – Banco de dados do sistema supervisório ............................................................ 88

3.28 – Tela de apresentação de parâmetros x tempo ..................................................... 88

3.29 – Janela de apresentação das temperaturas do motor ............................................ 89

3.30 – Indicações de PID na tela de fluxograma da bancada didática da bomba

...........centrífuga ............................................................................................................ 89

3.31 – Janela PID do sistema de bombeamento ............................................................ 90

3.32 – Tela do dinamômetro no supervisório ................................................................ 91

4.1 – Sistema hidráulico da estação de bombeamento .................................................. 95

4.2 – Curva de carga do sistema de bombeamento do LAMOTRIZ ............................. 99

xv

4.3 – Curva vazão x NPSH .......................................................................................... 101

4.4 – Curva que relaciona altura manométrica e vazão com o rendimento.................. 103

4.5 – Curva de conjugado mecânico x velocidade angular da bomba centrífuga......... 104

4.6 – Efeitos causados pela variação de velocidade e pelo estrangulamento de válvula

.........para um sistema acionado pelo motor LP ........................................................... 110

4.7 – Efeitos causados pela variação de velocidade e pelo estrangulamento de válvula

.........para um sistema acionado pelo motor AR........................................................... 110

4.8 – Potência versus vazão utilizando o motor LP...................................................... 111

4.9 – Potência versus vazão utilizando o motor AR .................................................... 111

4.10 – Relação vazão versus carga de pressão ............................................................ 115

4.11 – Relação potência elétrica em função da vazão ................................................. 115

5.1 – Circuito elétrico equivalente para o motor ......................................................... 119

5.2 – Curva do sistema de bombeamento..................................................................... 120

5.3 – O sistema de bombeamento representado no ATP.............................................. 120

5.4 – O motor representado no ATP ............................................................................ 121

5.5 – Janela de atributos do motor ............................................................................... 122

5.6 – Janela de atributos do resistor não-linear NLINRES .......................................... 123

5.7 – Curva de resistência representativa da carga mecânica ...................................... 124

5.8 – Correntes a vazio ................................................................................................ 125

5.9 – Torque mecânico durante a operação do motor com o rotor livre ...................... 126

5.10 – Velocidade do motor com o rotor livre ............................................................ 126

5.11 – Correntes do motor com o rotor travado ...........................................................127

5.12 – Torque de rotor bloqueado ............................................................................... 127

5.13 – Velocidade do motor com o rotor bloqueado ................................................... 128

5.14 – Tensões na partida ............................................................................................ 128

5.15 – Correntes na partida .......................................................................................... 129

5.16 – Torque mecânico no eixo do motor .................................................................. 130

5.17 – Torque de carga mecânica do sistema .............................................................. 131

5.18 – Velocidade do conjunto motor-carga ............................................................... 131

5.19 – Formas de onda da potência elétrica ................................................................ 132

5.20 – Potência mecânica no eixo do MIT .................................................................. 132

5.21 – Tensões fase-fase no motor em 45Hz ............................................................... 133

5.22 – Correntes do motor em 45Hz ............................................................................ 134

5.23 – Torque no motor em 45Hz ................................................................................ 134

xvi

5.24 – Torques do motor e do sistema em 45Hz ......................................................... 135

5.25 – Velocidade do motor em 45Hz ......................................................................... 135

5.26 – Potência elétrica em 45Hz ................................................................................ 136

5.27 – Potência mecânica em 45Hz ............................................................................. 136

xvii

LISTA DE TABELAS

2.1 – Comparação entre as perdas em motores ............................................................. 18

2.2 – Motor de indução submetido a variações de tensão ............................................. 20

2.3 – Grandezas antes do reparo .................................................................................... 22

2.4 – Grandezas após o reparo ....................................................................................... 22

2.5 – Rendimentos para alguns tipos de acoplamento ................................................... 26

3.1 – Componentes presentes na estação de bombeamento .......................................... 63

3.2 – Componentes utilizados no CLP .......................................................................... 84

4.1 – Valores de comprimento equivalente para as conexões presentes na bancada .... 96

4.2 – Valores de perda de carga nas tubulações ............................................................ 97

4.3 – Pressão atmosférica para determinadas altitudes ................................................ 100

4.4 – Pressão de vapor da água para determinadas temperaturas ................................ 100

4.5 – Valores elétricos do motor da linha padrão ........................................................ 105

4.6 – Valores elétricos do motor de alto-rendimento .................................................. 105

4.7 – Comparação de consumo de energia entre motores LP e AR ............................ 106

4.8 – Variação de velocidade em função da vazão com um motor LP ........................ 107

4.9 – Variação de velocidade em função da vazão com um motor AR ....................... 108

4.10 – Comparação de consumo entre inversor de freqüência e válvula de

...........estrangulamento no controle de vazão com a utilização do motor LP ............. 108

4.11 – Comparação de consumo entre inversor de freqüência e válvula de

...........estrangulamento no controle de vazão com a utilização do motor AR ............ 109

4.12 – Relações das leis de afinidade em um motor convencional ............................. 113

4.13 – Relações das leis de afinidade em um motor de alto-rendimento .................... 113

5.1 – Dados de placa do MIT ...................................................................................... 118

5.2 – Ensaio a vazio ..................................................................................................... 118

5.3 – Ensaio de rotor bloqueado .................................................................................. 119

5.4 – Parâmetros para o circuito equivalente ............................................................... 119

5.5 – Valores de corrente encontrados via simulação ................................................. 125

5.6 – Valores de torque encontrados via simulação..................................................... 126

5.7 – Valores de tensão utilizados na simulação ......................................................... 129

5.8 – Valores de corrente encontrados via simulação para carga nominal .................. 129

5.9 – Valores de torque encontrados via simulação com carga nominal ..................... 130

5.10 – Valores medidos em laboratório para 45Hz ..................................................... 133

xviii

5.11 – Valores de tensão utilizados na simulação em 45Hz ........................................ 133

5.12 – Valores de corrente obtidos na simulação em 45Hz ......................................... 134

5.13 – Grandezas elétricas medidas e simuladas com motor a vazio .......................... 137

5.14 – Grandezas elétricas medidas e simuladas para o motor com rotor bloqueado . 137

5.15 – Grandezas elétricas e mecânicas, medidas, simuladas e de placa referentes a

............60Hz ................................................................................................................. 138

5.16 – Grandezas elétricas e mecânicas, medidas e simuladas referentes a 45Hz ...... 138

Comportamento elétrico, mecânico e hidráulico de um sistema de bombeamento sob o enfoque da eficiência energética

1

Capítulo 1

Introdução

1.1) O panorama energético brasileiro

As recentes mudanças no setor elétrico brasileiro, ocorridas nos anos 90,

demonstraram que a energia elétrica é um insumo valioso e, dessa forma, deve ser usada de

maneira racional. No país, com a ocorrência de privatizações nas concessões de

distribuição de energia e, em menor escala, de geração, houve a necessidade da criação de

um órgão regulador para esse setor. A Agência Nacional de Energia Elétrica (ANEEL),

criada pela Lei 9.427 de 26 de Dezembro de 1996, surgiu com a função de fiscalizar e

estabelecer normas sobre o uso da energia elétrica no Brasil. Por último, houve a crise de

abastecimento que assolou o país no ano de 2001 e que, em 2008 volta a assombrar os

setores industrial e de transporte à medida que, um alerta do governo ameaça racionar o

fornecimento de gás na busca de garantir o abastecimento das usinas termelétricas. Essas

transformações indicam que há uma necessidade do uso eficiente da energia nos mais

diversos ramos de atividade da sociedade.

Outra importante iniciativa foi a criação do PROCEL - Programa Nacional de

Conservação de Energia Elétrica, cujo principal objetivo é promover a racionalização da

produção e do consumo de energia elétrica, na busca da eliminação dos desperdícios e na

redução dos custos e dos investimentos setoriais. Criado em dezembro de 1985 pelos

Ministérios de Minas e Energia e da Indústria e Comércio, em 1991, o PROCEL foi

transformado em Programa de Governo, tendo sua abrangência e responsabilidade


2

ampliadas. Entre suas iniciativas destaca-se o Prêmio Nacional de Conservação e Uso

Racional de Energia, instituído em 1993, como forma de reconhecer publicamente o

empenho e os resultados obtidos nas várias categorias, como transportes, setor energético,

edificações, imprensa, micro e pequenas empresas e indústria. O prêmio, distribuído

anualmente, contempla aqueles que se destacaram pelo uso racional de energia elétrica e o

combate ao seu desperdício. Merece destaque, ainda, o selo PROCEL de economia de

energia, que tem por objetivo orientar o consumidor na compra de eletrodomésticos,

indicando os produtos que apresentam os melhores níveis de eficiência energética dentro

de cada categoria [1].

O uso eficiente de energia, que pode ser entendido como a utilização da menor

quantidade possível da mesma para realizar um trabalho sem que haja perda da qualidade e

segurança na realização, tem como campo de atuação os mais diversos ramos de atividade

da sociedade. Utilizar a energia com responsabilidade, sem desperdício, constitui um novo

parâmetro a ser considerado no exercício da cidadania.

Segundo o Gerente de Utilização de Energia da Companhia Energética de Minas

Gerais - CEMIG ações que objetivem o uso racional e eficiente de energia correspondem a

construção de uma usina virtual de energia [2]. Embasando tal opinião, Howard Steven

Geller, um dos consultores cujo trabalho acabou originando o Programa Nacional de

Conservação de Energia Elétrica (Procel), relata: a economia de energia elétrica, em 1998,

permitiu que as concessionárias brasileiras evitassem implementar aproximadamente 1560

MW de nova capacidade geradora, o que significou cerca de 3,1 bilhões de investimentos

evitados [3]. Ainda segundo o mesmo autor, ao se comparar os custos com a energia

economizada e os custos para a geração da mesma quantidade houve um coeficiente de

custo-beneficio global de aproximadamente 12:1 [4].

O setor industrial, segundo o Balanço Energético Nacional – BEN de 2006,

consumiu 175,4 TWh o correspondente a 46,75% dos 375,2 TWh consumidos no país no

mesmo período [5]. Ainda no que se refere ao cenário industrial, a CEMIG informa, em

seu site que: no Brasil, os motores elétricos de indução são responsáveis por cerca de 50%

das cargas elétricas industriais, chegando a 70% em determinadas regiões [6].

O Ministério de Minas e Energia (MME), através de empresas conveniadas

produziu um Plano Decenal de Expansão de Energia Elétrica 2006-2015 (PDEE). Neste

plano foram avaliados três cenários de crescimento de carga para o país: primeiro

considerando uma trajetória alta de mercado estimou-se um crescimento de 5,1% de carga

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4

(Fonte: BEN – 2006)

Figura 1.2 – Capacidade instalada de geração de energia elétrica no Brasil (1974 -2005)

A estrutura da oferta interna de energia está indicada na figura 1.3 e, como

esperado tem características semelhantes àquelas trazidas na figura 1.2.

(Fonte: BEN – 2006)

Figura 1.3 - Estrutura da oferta interna de energia elétrica no Brasil

Segundo cálculos da Eletrobrás, se toda a energia possível de ser economizada o

fosse, o ganho seria de R$ 3,859 bilhões. Este cálculo é parte de um estudo do Programa

Nacional de Conservação de Energia (Procel) que é feito há 22 anos, e que diz ter

economizado cerca de 22 milhões de megawatts (MW), o suficiente para abastecer por um

ano todo o estado do Rio Grande do Sul [8].

A energia elétrica voltou ao centro das atenções em colóquios sobre

sustentabilidade, devido, entre outros fatores, ao problema do aquecimento global. No

Brasil, ganhou ênfase com o Programa de Aceleração do Crescimento (PAC), conjunto de

Hídrica >30 MW74,6%

Nuclear2,2%

PCH <= 30 MW1,7%

Importação8,8%

Térmica12,6%


5

medidas que visa aumentar investimentos públicos e privados no setor produtivo. Alertas

para o risco de um novo "apagão", que poderia inibir o crescimento econômico do país

alcançou o Senado Brasileiro, em março de 2007. Na cerimônia, que contou com a

presença de ministros de Estado, a preocupação com relação ao abastecimento de energia

elétrica nos anos que se seguem foi mencionada.

O problema social causado pela geração de energia elétrica é evidenciado pela

necessidade de criação de organizações como o Movimento dos Atingidos por Barragens

(MAB). Esse movimento lança perguntas pertinentes, tais como: qual é a real demanda de

eletricidade no Brasil? É de fato necessária a geração de cada vez mais energia? Esse é o

caminho a ser seguido? Enquanto perguntas como essas não podem ser respondidas, a

eficiência é o melhor rumo a se tomar [7].

O impacto ambiental também deve ser considerado, o quanto mais a natureza

comporta a exploração de seus recursos energéticos é pergunta extremamente pertinente.

Neste contexto, a Agenda Elétrica Sustentável, lançada em setembro de 2006 pela World

Wildlife Found (WWF), estima que as metas de expansão para 2020 podem ser reduzidas

em até 38% se o país utilizar fontes alternativas com mais vigor. Outro estudo da WWF

quantificou os ganhos com a troca de equipamentos e reparação nos parques produtores de

energia das 57 usinas hidrelétricas com mais de 20 anos de funcionamento, segundo este,

com o mesmo volume de água, seria possível gerar mais 8 mil kWh de energia [7].

Dentro do exposto, o objetivo deste trabalho foi o de apresentar teorias, modelagens

computacionais, ensaios laboratoriais e aspectos econômicos que envolvem o estudo de

sistemas de bombeamento na busca da eficientização energética. Bem como, a maioria dos

eventos e possibilidades que podem, efetivamente, influenciar no consumo final de energia

elétrica da instalação foi abordada em seus aspectos técnicos e construtivos.

Finalmente, deve-se salientar que este trabalho está inserido no convênio ECV

2004, firmado entre a UFU e a Eletrobrás. Desta forma, este convênio exige a publicação

de sete iniciações científicas e dois mestrados, associados com o tema eficiência

energética. Por isso, alguns dos assuntos neste documento estão resumidos, pois irão existir

outros trabalhos que, com certeza, enriquecerão alguns dos aspectos discutidos nesta

dissertação. Os outros trabalhos mencionados que estão relacionados com esse tema e essa

dissertação estão identificados no final deste documento através das referências

bibliográficas.


6

1.2) Estrutura interna do trabalho

Esta dissertação é composta de seis capítulos, que além deste introdutório, têm os

outros assim dispostos:

Capítulo 2 – Eficiência Energética em Sistemas de Bombeamento

Neste capítulo buscou-se apresentar a teoria envolvida no estudo da eficientização

energética em sistemas de bombeamento. Avaliando componentes do sistema na busca do

conhecimento da melhor maneira de se obter uma determinada vazão com o mínimo de

energia possível. Foram abordados estudos sobre motores (construção e manutenção),

bombas centrífugas, acoplamentos, válvulas de estrangulamento, acionamentos que de

alguma forma possam influenciar no consumo final de energia elétrica da instalação.

Contempla também o estudo da viabilidade econômico-financeira aplicado ao capital

investido em função de implementações associadas com a eficientização industrial.

Capítulo 3 – Descrição da Estação de Trabalho do Sistema de bombeamento

O objetivo desta etapa é demonstrar a funcionalidade dos equipamentos instalados

na estação de trabalho, tais como: medidores de grandezas elétricas e mecânicas; atuadores

de vazão, pressão, etc; acionamentos com partida suave, partida direta e inversor de

freqüência; todos desenvolvidos para aplicação de comando e controle industrial.

Capítulo 4 – Ensaios de Laboratório realizados na Estação de trabalho do Sistema

de Bombeamento

O principal objetivo deste capítulo é mostrar a metodologia de comparação do

desempenho de sistemas de bombeamento controlados por válvulas de estrangulamento e a

utilização de inversores de freqüência no controle da vazão. Adicionalmente, identificar a

redução do consumo de energia elétrica bem como as justificativas para a escolha de um

sistema em detrimento do outro.

Capítulo 5 – Simulação em ATP do Sistema de Bombeamento

Este capítulo apresenta a simulação no domínio do tempo a partir da plataforma

computacional ATPDraw (EMTP), aplicada no sistema de bombeamento do Laboratório

de Sistemas Motrizes – LAMOTRIZ da Universidade Federal de Uberlândia.

Complementando os aspectos anteriores, esta etapa busca a validação da modelagem


7

proposta, através da comparação entre os valores simulados e aqueles encontrados nos

ensaios experimentais.

Capítulo 6 – Conclusão

Neste capítulo buscou-se sintetizar o trabalho exibido durante a dissertação. Além

de fornecer comentários sobre os prós e contras das situações encontradas.


8

Capítulo 2

Eficiência Energética em Sistemas de Bombeamento

2.1) Introdução

A utilização de sistemas de bombeamento é indispensável assim como a energia

elétrica o é para o acionamento dos motores que os fazem funcionar. Como é cada vez

mais necessário evitar a degradação ambiental causada pela exploração irracional dos

recursos energéticos, importante contribuição consiste em utilizar com a máxima eficiência

a energia que se tem disponível.

O objetivo deste capítulo é apresentar em linhas gerais a teoria que envolve o

estudo da eficientização energética em sistemas de bombeamento. Tomando os principais

componentes deste sistema e, procedendo de forma analítica e teórica, buscar o

conhecimento da melhor maneira de se obter uma determinada vazão com o mínimo de

energia elétrica possível. Desta forma, serão abordados, motores da linha padrão e de alto

rendimento, bombas centrífugas, acoplamentos, válvulas de estrangulamento,

rebobinamentos, acionamentos e todos os componentes que de alguma forma possam

influenciar no consumo final de energia elétrica da instalação. Complementando os

aspectos anteriores, este capítulo engloba também o estudo da viabilidade econômico-

financeira visando determinar um ganho financeiro associado ao capital investido em

função das implementações direcionadas à eficientização industrial.


9

2.2) O motor de indução

Segundo registros históricos, em 1885, Galileu Ferraris construiu um motor de

corrente alternada. Em uma perspectiva do próprio Ferraris, essa tecnologia de construção

de motores permitiria a obtenção de, no máximo, 50% de rendimento em relação a

potência de entrada. Em 1887, Nikola Tesla desenvolveu, um motor de indução com rotor

em curto-circuito, que apesar do baixo rendimento teve sua patente vendida para a empresa

norte-americana Westinghouse por um milhão de dólares [9].

Porém, só em 1889 a firma AEG, de Berlim, entrou com o pedido de registro de

patente de um motor trifásico com rotor de gaiola de esquilo. Este motor apresentava um

rendimento aproximado de 80% em relação a potência de entrada, uma evolução fantástica,

quando comparado àquele produzido por Galileu Ferraris quatro anos antes [9].

Construtivamente o motor de indução pouco evoluiu. O principal avanço, desde

então, se encontra na tecnologia dos materiais empregados na construção do motor.

Inicialmente, construiu-se motores com materiais compactos, posteriormente foram usadas

chapas de aço laminado e, recentemente estuda-se a utilização de materiais magnéticos

sinterizados, obtidos pelos processos da metalurgia do pó (M/P). Estuda-se tanto a

fabricação de ímãs permanentes, de altas retentividade e coercitividade magnéticas, para

substituírem os enrolamentos de campo, como também, a construção de núcleos

magnéticos para serem utilizados no lugar das chapas laminadas. Experiências recentes que

utilizam processos de metalurgia do pó indicam que esta tecnologia reduzirá as perdas

aumentando o rendimento dos motores elétricos [10].

No Brasil, desde 1993, existe um processo de melhoria dos rendimentos nominais

dos motores no âmbito do PBE – Programa Brasileiro de Etiquetagem. Os fabricantes

nacionais de motores, além do Inmetro, Procel e Ministério de Minas e Energia – MME

estabelecem, por consenso, metas de melhoria dos rendimentos. Porém, somente em 2002,

foi regulamentada a Lei de Eficiência Energética (Lei no 10.295/2001 – BRASIL, 2001b)

para motores elétricos de indução trifásicos, na qual se estabelecem tabelas de rendimentos

mínimos de motores de linha padrão e alto rendimento. Nestas tabelas foram contemplados

os melhores índices de rendimento já obtidos por fabricantes no país. Estes índices podem

ser utilizados como parâmetros para uma gradual substituição de máquinas menos

eficientes disponíveis no mercado [11].


10

Deve-se salientar ainda que, não basta a melhoria do motor por aspectos

construtivos e tecnológicos, a utilização adequada deste é de suma importância para

garantir que, de fato, se retirou do motor sua máxima eficiência [12]. O percentual de

perdas internas no motor de indução pode ser aumentado significativamente, quando este

não opera em condições favoráveis. Assim, máquinas nas quais as perdas elétricas variam,

em média, 5% a 20%, podem chegar a ter um rendimento de 40%.

Alguns dos principais fatores, a serem considerados como aplicação inadequada de

motores, estão associados com os seguintes itens: superdimensionamento, reparo

inadequado (rebobinamentos), motores de baixo rendimento, acoplamento motor-carga de

baixa eficiência, entre outros. Pode-se citar ainda, como operação ineficiente, por exemplo,

o uso de métodos dissipativos para alteração de velocidades, ou seja, alteração de

resistência de rotor por meio de resistência externa na busca de variar a sua velocidade.

[12].

Além das limitações construtivas, devem-se considerar também, as limitações

práticas de se obter a máxima eficiência destes equipamentos. A dificuldade de se

especificar sistemas com motores adequados, em função da carga mecânica, está na

impossibilidade de conseguir valores com potências fracionárias. Assim, o projetista

deverá buscar um motor de potência ligeiramente maior para determinada carga mecânica

e, em conseqüência reduzir o fator de potência e o rendimento. [13].

2.2.1) A velocidade

O motor de indução tem como característica básica, o comportamento semelhante

ao de um transformador. Enquanto os enrolamentos do estator são alimentados pela rede

elétrica, no rotor, que tem seus enrolamentos curto-circuitados, a corrente circulante é

induzida. Essa característica provoca um defasamento (escorregamento) entre a velocidade

do campo girante produzido pela rede elétrica no estator e a velocidade mecânica obtida no

eixo do motor. Essa diferença de velocidade faz com que o campo eletromagnético no

estator seja adiantado relativamente ao do rotor provocando um conjugado entre esses

campos.

Em geral, encontram-se em motores de indução escorregamentos que variam de

0,8% a 5%. Matematicamente, o escorregamento relaciona a velocidade síncrona (ns) e de

regime (n) pela seguinte equação:


11

(2.1)

Onde:

s = escorregamento;

ns = velocidade síncrona;

n = velocidade de regime.

2.2.2) Curvas características:

a) Torque x Velocidade

A figura 2.1 mostra, graficamente, a característica conjugado versus velocidade

para um motor de indução. A equação (2.2) relaciona o conjugado, a potência mecânica e a

velocidade para o regime permanente.

, . (2.2)

Figura 2.1 – Curva conjugado x velocidade de um motor de indução

Onde:

Cm = conjugado mecânico no eixo do motor;

Cn = conjugado mecânico nominal no eixo do motor;

Pm = potência mecânica no eixo do motor;

Cmax = conjugado máximo no eixo do motor.

0

0,5

1

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2

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0,06

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0,48

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0,60

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0,96

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13

b) Corrente x Velocidade

A corrente sofre uma variação em função da rotação do motor, essa característica

está evidenciada na figura 2.3. Observa-se que durante o período de partida o motor

necessita de um alto valor de corrente, denominada de corrente de partida. Dentre os

principais efeitos estão: provocar estresse térmico e mecânico e ocasionar quedas de tensão

na rede de alimentação, podendo provocar até desligamentos e operação indevida de

alguns acionamentos, principalmente os sistemas elétricos que possuem cargas sensíveis

como, por exemplo, um CLP (Controlador Lógico Programável).

A norma brasileira (NBR 7094) exige que motores com potência inferior a 315 kW

e para tensão menor que 1000 volts devem suportar uma sobrecorrente de 50% por no

mínimo dois minutos. Porém, de uma maneira geral, o tempo de partida de um motor com

carga mecânica tem uma duração de aproximadamente entre três a cinco segundos.

Figura 2.3 – Curva corrente x velocidade de um motor de indução

A figura 2.3 representa a corrente de partida em um motor acionado por partida

direta, essa é limitada a motores de baixas potências. Atualmente, nos modernos

acionamentos de motor de indução, são utilizados dispositivos de partida suave que,

através de comando microprocessado, controlam a tensão aplicada ao estator do motor,

reduzindo a corrente de partida. Nesse sentido, diminuindo os valores dos conjugados de

partida e máximo do motor de indução, reduz o estresse térmico e mecânico,

conseqüentemente diminui as quedas de tensão. Tem, ainda, como vantagens evitar picos

de corrente, incorporar parada suave e proteções. Durante as partidas reduz esforços sobre

acoplamentos e dispositivos de transmissão, contribuindo assim para o aumento da vida

útil do motor e equipamentos mecânicos da máquina acionada, devido à eliminação de

choques mecânicos.

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2

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15

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Onde:

Pe = potência elétrica na entrada do motor

Figura 2.5 – Curva rendimento x carga de um motor de indução

O rendimento máximo é determinado pelos materiais utilizados na fabricação e

pelas dimensões do motor. Em geral, quanto maior em dimensões e potência, maior o

rendimento do motor, alcançando valores próximos de 95% para grandes motores (acima

de 500 CV). Em contrapartida, motores de baixa potência apresentam rendimentos em

torno de 75% [9].

d) Fator de Potência x Carga

A curva típica mostrada na figura 2.6 indica que o motor obtém melhor fator de

potência quando opera dentro da faixa entre 75% e 100% de carga nominal. Desta forma,

deve-se evitar que o motor trabalhe com carga muito inferior à sua potência nominal, uma

vez que isto reduz o fator de potência, podendo acarretar em maiores custos operacionais e

de aquisição do motor, além de contribuir para que o fator de potência global da instalação

seja reduzido, podendo até não respeitar a portaria vigente, qual seja, a portaria 456 da

ANEEL.

A equação (2.4) relaciona as potências ativa, reativa, aparente e o fator de potência:

(2.4)

020406080100120

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130carga(%)

η(%)


16

Onde:

S = potência aparente

Figura 2.6 – Curva fator de potência x carga de um motor de indução

d) Curvas de desempenho

A título de ilustração, na figura 2.7 observam-se as características de desempenho

de um motor de 10 cv da linha padrão. Na figura estão representadas curvas em função da

carga mecânica, da corrente elétrica, do rendimento, do fator de potência e da rotação do

eixo. Esse tipo de curva permite a visualização do comportamento do motor sob diferentes

condições de carga.

Freqüentemente são encontrados motores acionando carga bem abaixo da sua

capacidade nominal na maioria das aplicações industriais, provocado por vários motivos,

dentre os quais, pode-se destacar:

• Desconhecimento das características da carga;

• Desconhecimento de métodos de especificação de motores;

• Expectativa de aumento de carga;

• Falta de motores de mesma potência para substituição ou;

• Opção do projetista como garantia de funcionamento para cargas vitais ao

processo.

Os efeitos do superdimensionamento podem ser acompanhados pela análise da

figura 2.7, com carregamento abaixo de 50% há uma diminuição de rendimento e de fator

de potência. A redução de rendimento pode ser traduzida como aumento de perdas e

conseqüentemente maior custo operacional, a redução do fator de potência pode exigir a

instalação de maiores equipamentos de correção enquanto a maior corrente de partida

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40

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FP


17

acarreta em maiores custos com a rede elétrica e com proteção. Outro efeito produzido

pelo superdimensionamento de motor é o maior custo, volume e peso do próprio motor

[17].

Figura 2.7 – Curvas de desempenho de um motor de 10 cv da linha padrão

2.3) O motor de alto-rendimento

Tecnologicamente, a melhoria na eficiência dos motores segue, principalmente, a

linha dos avanços obtidos em materiais como: chapas de menor relutância, que utilizam,

por exemplo, ligas de ferro-silício, maior preenchimento das ranhuras, maiores condutores

no rotor, melhorias no entreferro, nas cabeças de bobina, na ventilação e nos mancais.

Assim, a seguir estão listados os principais avanços obtidos e utilizados na construção do

motor de alto rendimento:

• Chapas magnéticas de melhor qualidade: aço com maior teor de silício, que tem

maior suscetibilidade, reduzindo as perdas no ferro;

• Maior volume de cobre: reduz as perdas por efeito Joule no estator, reduzindo a

temperatura de regime e aumentando a vida útil do motor;

• Enrolamentos especiais: reduzem as perdas no estator;

• Chapas do núcleo tratadas termicamente: reduz as perdas suplementares;

• Desenho mais eficiente de ranhuras: permitindo um maior preenchimento,

facilitando a dissipação de calor;


18

• Melhores métodos de ventilação;

• Redução do entreferro: melhoria de projeto de rotor.

O projeto do motor também proporciona melhoria, porém, este deve ser fruto de

um detalhado balanço dos vários tipos de perdas presentes no motor. Uma vez, que todas

essas perdas se inter-relacionam, um aumento no número de lâminas, por exemplo, na

busca por redução nas perdas por correntes parasitas, exigirá um aumento no comprimento

dos condutores o que provocará aumento nas perdas joule.

As características dos motores das linhas padrão e alto-rendimento são técnica,

elétrica e mecanicamente similares e atendem ao acionamento da carga sem que sejam

necessárias adequações. A aquisição de um motor de alto rendimento, neste sentido, deve

levar em conta o custo de aquisição, em média 30% mais caro que o motor da linha padrão,

e o menor custo operacional devido a sua maior eficiência. A substituição, todavia, requer

uma avaliação técnico-econômica, de modo a saber se a economia de energia obtida é

suficiente para pagar a diferença de preço em tempo razoável.

A tabela 2.1 ilustra os valores comparativos entre as perdas presentes em motores

de 50 HP de quatro pólos, da linha padrão e de alto-rendimento. Pode-se perceber que

houve redução de perdas em quase todos os quesitos enumerados, porém, nas perdas joule

no rotor houve acréscimo. A tendência apontada pela tabela 2.1 vai de encontro ao que foi

citado anteriormente. A redução de perdas, mais acentuada, no núcleo e nas perdas

suplementares, aponta para a adoção de materiais, tecnologicamente, mais avançados [18].

Tabela 2.1 – Comparação entre as perdas em motores

Perdas

Motor

Convencional

Motor de Alto

Rendimento

Redução de

Perdas

Redução

percentual

kW % kW % kW %

Nos núcleos 0,725 18,5 0,18 7,7 0,545 75,17

Mecânicas 0,373 9,5 0,281 12 0,092 24,66

No estator 1,319 33,7 0,911 38,9 0,408 30,93

No rotor 0,646 16,5 0,668 28,6 -0,022 -3,4

Suplementares 0,852 21,8 0,299 12,8 0,553 64,9

Total 3,0915 100 2,339 100 1,576 40,26

FONTE: Módulo Motor Elétrico Procel


19

Vale observar que, embora o acréscimo de rendimento seja, aparentemente

pequeno, a redução de perdas é significativa, afinal, é necessária uma redução de 11% nas

perdas para elevar o rendimento de um motor de 90% para 91%, por exemplo.

Outro fato a se destacar, diz respeito ao menor escorregamento, ou seja, um

pequeno aumento da velocidade para o motor de alto rendimento verificado

estatisticamente no banco de dados do software BDMotor. Exemplificando, motores de

10 cv de um mesmo fabricante podem apresentar velocidades à plena carga de 3510 rpm

ou 3500 rpm, para motores de linha padrão e de alto rendimento respectivamente [19].

Quando um motor de alto-rendimento é utilizado em cargas centrífugas, como bombas e

ventiladores por exemplo, tanto a potência quanto o consumo de energia sobem. Isso anula

uma parte da economia obtida com a substituição do motor de indução de linha padrão

pelo de alto rendimento. Como a potência requerida por estas cargas é multipicada pelo

cubo da razão entre as velocidades de ambos os motores, há um acréscimo do consumo

final e uma consequente redução de economia de energia elétrica.

Deve-se ainda considerar que, mesmo tendo uma relação custo-benefício, quase

sempre, favorável para motores que permanecem em funcionamento por várias horas

diárias, estudos mostram que o mercado para motores de alto rendimento ainda é pequeno,

cerca de 10% do total fabricado no país. Aparentemente, sua relutante aceitação pelos

consumidores deve-se, entre outros fatores, aos motores utilizados em equipamentos de

produção, que na sua fabricação levam em conta apenas o custo inicial. Este é um

problema que programas de etiquetagem, como o PBE, podem ajudar a corrigir.

2.4) O motor de indução submetido a variações na tensão de

alimentação

Ao serem submetidos a variações sustentadas de tensão, o motor de indução

tenderá a manter potência mecânica constante no eixo. Esta característica implica em que a

corrente deverá sofrer variação de forma inversamente proporcional à tensão. Na tabela

2.2, um motor de 70 cv e 4 pólos e 380 V, com carga nominal, foi submetido a variações

sustentadas de tensão [18]. É possível verificar que o motor submetido à sub-tensão

conservou o seu rendimento, ao passo que, com sobre-tensão houve perda de rendimento.

O fator de potência em tensões mais baixas teve uma melhora considerável enquanto, para

maiores valores de tensão a queda no fator de potência foi acentuada. Entretanto, há que se


20

salientar que o aumento da corrente, observável em baixas tensões, é responsável pelo

aumento da temperatura interna do motor e, sua conseqüente redução de vida útil.

Tabela 2.2 – Motor de indução submetido a variações de tensão

Tensão RPM FP % Rend% Torque Pot.Ent. Perdas Corrente

320 1759,2 90,5 91,7 162,9 32203,7 2773,7 67,2

330 1762,2 90,7 91,6 162,6 32177,6 2710,1 62,2

340 1767,8 90,2 91,7 162,3 32082,6 2662,6 60,7

350 1767 89.9 91,8 162,2 32062,2 2637,3 58,9

360 1769,1 89,7 91,8 162 32057,7 2621,2 57,5

370 1770,9 88,7 91,8 161,7 32032,5 2620,8 56,7

380 1772,5 87,8 91,8 161,7 32071,5 2670,7 55,5

390 1777 86,8 91,7 161,6 32122,1 2676,7 57,8

400 1775,7 85,5 91,5 161,6 32187,9 2728,3 57,3

410 1776,6 87 91,3 161,5 32263,3 2798,6 57,1

420 1777,7 82,7 91,1 161,3 32329,8 2887,5 57

430 1778,8 80,5 90,7 161,2 32777 3001,6 57,1

470 1779,9 78,6 90,7 161,1 32583,9 3171,5 57,7

2.5) A manutenção do motor de indução trifásico

Motores freqüentemente são expostos a ambientes agressivos, operações

impróprias, entre outras. A ocorrência de falhas incipientes (barras quebradas, rolamentos

danificados, curto-circuito, etc.) e falhas externas (sobrecarga mecânica, desequilíbrio de

fase, subtensão, sobretensão, rotor bloqueado, etc.) é inevitável. Além disso, a degradação

do isolamento dos motores elétricos operando dentro de ambientes agressivos pode ser

acelerada, tornando-os ainda mais susceptíveis a defeitos [20].

Devido a isso é necessária a criação de uma cultura de manutenção rotineira em

motores, adotando medidas como: desobstrução dos dutos de ventilação; secagem

periódica de bobinas de motores submetidos a ambientes poluídos e úmidos; verificação de

rolamentos e mancais; inspeção de conexões elétricas; verificação das condições de


21

correias e polias, tanto no sentido de alinhamentos como da avaliação dos esforços radiais

e axiais de modo a evitar esforços de tração além do necessário.

Outras medidas, de caráter mais minucioso podem ser tomadas como, por exemplo,

a observação de:

• Vibrações ou ruídos: deve-se observar a existência de vibrações anormais ou ruídos

estranhos ao motor em perfeito estado de funcionamento. Elas podem indicar

problemas de origem elétrica e mecânica;

• Temperatura dos mancais: Para bom desempenho de suas funções a temperatura do

mancal de máquinas rotativas deve ser a prevista pelo fabricante. Assim, é

conveniente verificá-la através de termômetro;

• Superfície do estator e do rotor: Inspeção visual para determinar a presença de

alguma contaminação ou ferrugem, bem como lascas, borbulhas e arranhões.

2.5.1) O Motor rebobinado

Quando o isolamento (esmalte ou verniz em baixas tensões e papel em altas

tensões) entre as espiras de uma mesma bobina se rompe ou, entre duas bobinas de

diferentes fases ou, ainda entre uma bobina e o núcleo, popularmente, diz-se que houve a

queima do motor. O motor que sofreu o efeito de “queima” pode ser recuperado pelo

processo de rebobinagem, ou seja, a retirada das bobinas danificadas e a substituição por

outras com as mesmas características. Quando é observado grande rigor técnico na

realização do procedimento de rebobinagem, o motor pode alcançar características

próximas às originais.

Estudos realizados em 1999 [21] apontaram como fator preponderante na

preservação do rendimento do motor após o reparo, a qualidade da oficina. É possível,

como ficou demonstrado nas tabelas 2.3 e 2.4, até um aumento no rendimento global do

motor, quando comparado o antes e o depois do reparo. Nesse estudo não foi feita a

comparação de rendimento entre motor reparado e novo. Entretanto, estudos da General

Electric sobre motores de 3 a 150 HP determinaram que as perdas no motor se

incrementam de, em média, 18%, isso é dizer que a eficiência reduz entre 1,5% e 2,5%

[22].


22

Tabela 2.3 - Grandezas antes do reparo

Motor Pm (cv) Pav Phf+av Pje Pjr η

1 5 0,042 0,573 0,294 0,139 80,1

2 5 0,045 0,328 0,335 0,173 80,7

3 10 0,059 0,484 0,411 0,179 84,7

4 10 0,093 0,455 0,407 0,138 86,8

5 10 0,036 0,402 0,402 0,177 86,3

6 10 0,142 0,419 0,455 0,196 81,4

7 15 0,104 0,778 0,501 0,204 86,3

8 15 0,046 0,56 0,567 0,286 86,8

Tabela 2.4 - Grandezas após do reparo

Motor Pm (cv) Pav Phf+av Pje Pjr η

1 5 0,041 0,351 0,279 0,128 82,1

2 5 0,061 0,351 0,298 0,179 80,8

3 10 0,056 0,485 0,357 0,164 85,5

4 10 0,049 0,444 0,413 0,122 87,5

5 10 0,023 0,403 0,393 0,174 86,3

6 10 0,084 0,455 0,528 0,193 81,7

7 15 0,08 0,725 0,643 0,204 85,4

8 15 0,0319 0,496 0,555 0,316 86,5

Onde:

Pav = perdas por atrito e ventilação

Phf = perdas por histerese e Foulcalt

Pje = perdas por efeito joule no estator

Pjr = perdas por efeito joule no rotor

Observam-se, em algumas ocasiões, que práticas utilizadas afetam o desempenho

dos motores após o reparo, dentre elas pode-se citar:

• O emprego de materiais de baixa qualidade, sobretudo em isolantes;


23

• A utilização de maçarico para remoção das espiras danificadas, o que pode causar

alteração, tanto nas propriedades eletromagnéticas do núcleo como no isolamento

entre as chapas aumentado as perdas parasitas;

• Utilização de condutores de cobre de bitola diferente do original propiciando

alteração das perdas no cobre;

• Número de espiras em desacordo com o do projeto original;

• Alteração do diâmetro externo do rotor que altera as condições de entreferro e pode

aumentar consideravelmente a corrente de magnetização.

Conclui-se que o rendimento médio dos motores após o rebobinamento pode até

aumentar, quando verificado o antes e o depois da ocorrência do defeito. Nos poucos casos

onde existiram grandes variações nas perdas por histerese e Foucault pode-se considerar o

fato de que, devido à natureza do defeito (queima por sobrecarga) ou ao método utilizado

na retirada das bobinas defeituosas (aplicação de maçarico), possam ter influenciado nas

características magnéticas do material do núcleo.

Como a estrutura do motor não foi alterada, o pacote magnético, o formato e a

disposição das ranhuras e o rotor permanecem os mesmos, a redução nas perdas por atrito e

ventilação após o rebobinamento, pode ser devida à limpeza e lubrificação executadas

durante o processo de remontagem do motor. Torna-se evidente que procedimentos

simples como limpeza e lubrificação podem ter efeitos sobre o rendimento final do motor e

podem contribuir para redução de consumo de energia elétrica nas indústrias [21, 22].

Uma importante variável na análise de motores reformados ou rebobinados é o

rendimento, este é também o que apresenta maior nível de incerteza. Uma redução de

rendimento é admissível quando compensada pelo reduzido custo da manutenção. Uma

regra prática, segundo a referência [21], é que o custo da manutenção não deve exceder

60% do custo do motor novo.

2.6) Acoplamento motor-carga

A transmissão de potência entre o motor e a carga, é realizada por intermédio de

sistemas de transmissão, ou acoplamentos mecânicos, que podem ser de vários tipos, como

citados a seguir:


24

• Acoplamento direto;

• Acoplamento por correias;

• Acoplamento hidráulico;

• Caixas de engrenagens.

A figura 2.8 apresenta um diagrama onde estão representados conjugados, inércias,

velocidades e redutores, que compõem o acoplamento motor-carga.

Figura 2.8 – Diagrama representativo do acoplamento motor-carga

Onde:

R = relação de acoplamento;

Cn = conjugado nominal;

Ccn = conjugado nominal da carga;

Jm = momento de inércia do motor;

Jc = momento de inércia da carga.

a) Acoplamento direto

O acoplamento direto é, em geral, a solução mais econômica, tanto em

investimento de aquisição quanto nas perdas de energia na transmissão (praticamente

nulas). Apesar dessas vantagens, a utilização deste tipo de acoplamento é limitada à

equipamentos e maquinarias que podem trabalhar à mesma velocidade que o motor.

Matematicamente o acoplamento direto pode ser descrito em função da potência, da

velocidade e do conjugado mecânicos, como indicado na equação (2.5) [23, 24].

2. . . (2.5)

Onde:

ω = rotação em radianos por segundo.


25

b) Acoplamento por correias

A transmissão por correias é uma das mais utilizadas no setor industrial. Isto ocorre

devido à facilidade de se ajustar a velocidade do motor a da máquina e por permitir

diferentes geometrias de conexão entre o motor e a respectiva carga.

Este tipo de acoplamento apresenta, no entanto, perdas médias de energia da ordem

dos 5%, valor este que pode ser melhorado ao se utilizar correias de tipos mais eficientes,

com desenhos otimizados capazes de conduzir mais potência com melhor rendimento.

Considerando os vários tipos de correias fabricadas, a sua eficiência cresce, de acordo com

a seqüência: correias planas, correias de secção trapezoidal (correias em V) e correias

dentadas.

As correias planas apresentam baixo rendimento, com grandes perdas por

escorregamento, devido a isso não são utilizadas na maioria dos novos equipamentos. Às

instalações industriais onde ainda existam equipamentos acionados por correias planas é

aconselhável a substituição por correias mais eficientes, por exemplo correias trapezoidais,

pois a economia de energia resultante da substituição permite a recuperação do

investimento em tempo relativamente curto.

Para este tipo de acoplamento, a correia dentada com polias igualmente dentadas

(correias síncronas) é a melhor solução. Nestas as perdas por escorregamento são

praticamente nulas. Entretanto, a sua utilização em substituição a outras já existentes está

condicionada ao tempo de retorno do investimento, sendo este normalmente aconselhável

para motores de média e alta potência, com um regime de trabalho intenso, ou seja,

superior a 4000 horas/ano.

Independente do tipo de correia utilizado, é fundamental para a eficiência global

do sistema motor-acoplamento-carga, a manutenção adequada. Freqüentemente, por

exemplo, encontram-se sistemas de acoplamentos com polias de múltiplas correias, onde

faltam uma ou mais correias, além de aumentar as perdas, este fato também contribui para

provocar desequilíbrios e vibrações no sistema. Outro aspecto importante na manutenção é

a verificação periódica da tensão das correias (exceto nas correias síncronas), que tem

tendência a afrouxar, ao longo do tempo, provocando maiores escorregamentos e

conseqüentes desperdícios de energia [24, 25].

c) Acoplamento por caixas redutoras e acoplamento hidráulico

A transmissão por caixas redutoras ou acoplamentos hidráulicos, tem os seus

campos de aplicação, normalmente associados a grandes potências, conjugados elevados


26

de partida, variação de velocidade, etc. A eficiência destes tipos de acoplamento é elevada,

desde que se cumpram os níveis de manutenção recomendados pelos fabricantes [24].

d) Acoplamento com variação de velocidade:

Acoplamentos onde existem variações de velocidade devem ter o conjugado e a

inércia referidos ao eixo do motor. O equacionamento para esses procedimentos está citado

a seguir [23]:

. (2.6)

. (2.7)

(2.8)

(2.9)

Onde:

Jmc - Momento de inércia da carga referida ao eixo do motor;

ηac - Rendimento do acoplamento;

R - Relação de velocidade do acoplamento.

e) Rendimentos médios para acoplamentos

A título de ilustração a tabela 2.5 mostra os valores médios de rendimentos para

alguns dos tipos de acoplamentos mais utilizados na indústria [23].

Tabela 2.5 – Rendimentos para alguns tipos de acoplamento

Tipo de acoplamento Faixa de rendimento (%)

Direto 100

Embreagens eletromagnéticas 87 – 98

Correias planas 95 – 98

Correias em V 97 – 99

Engrenagens 96 – 99

Correia dentada 97 – 98

Cardã 25 – 100

Acoplamento hidráulico 100


27

2.7) Sistema de bombeamento

Bombas hidráulicas têm por função fornecer energia a um fluido, de modo a elevá-

lo (recalcá-lo), por meio de conversão de energia mecânica em energia cinética (ou de

movimento) através de um motor a combustão ou elétrico [26]. Assim, pode-se definir

bombeamento como sendo o ato de se adicionar energia a um fluido com o intuito de

movê-lo de um ponto a outro.

2.7.1) Principais componentes de um sistema de bombeamento

Um sistema de bombeamento é mostrado na figura 2.9, onde é possível visualizar

em (3) a linha de sucção e em (4) a linha de recalque. Os vários componentes estão listados

a seguir [26].

Figura 2.9 – Componentes de um sistema de bombeamento


28

Onde:

1- Casa de Bombas;

M – Motor de acionamento;

B – Bomba;

2 – Poço (fonte);

VPC - Válvula de pé com crivo;

CL - Curva de 90º;

3 – Linha de Sucção;

RE - Redução Excêntrica;

VR - Válvula de retenção;

R – Registro;

C – Joelhos;

4 - Linha de Recalque;

5 – Reservatório.

2.7.2) Bomba hidráulica

As principais classificações das bombas hidráulicas são [26]:

i) Quanto à trajetória do fluido

a) Bombas radiais ou centrífugas: trabalham com pequenas vazões a grandes

alturas, com predominância de força centrífuga, são as mais utilizadas atualmente;

b) Bombas axiais: trabalham com grandes vazões a pequenas alturas;

c) Bombas diagonais ou de fluxo misto: é uma combinação das duas anteriores,

caracterizam-se por trabalhar com médias vazões a médias alturas.

ii) Quanto ao posicionamento do eixo

a) Bomba de eixo vertical: utilizada em poços subterrâneos profundos.

b) Bomba de eixo horizontal: é o tipo construtivo mais usado.

iii) Quanto à posição do eixo da bomba em relação ao nível da água

a) Bomba de sucção positiva: quando o eixo da bomba situa-se acima do nível do

reservatório.


29

b) Bomba de sucção negativa ("afogada"): quando o eixo da bomba situa-se abaixo

do nível do reservatório.

2.8) Bomba centrífuga

O tipo de bomba instalada no Laboratório de Sistemas Motrizes é a bomba

centrífuga, motivo pelo qual esta receberá atenção mais detalhada, tanto na definição

quanto em suas características principais.

Bombas centrífugas são máquinas nas quais a movimentação de um liquido é

produzida por forças que se desenvolvem na massa líquida, em conseqüência da rotação de

uma rotor (impelidor) com um certo número de pás. São aquelas em que a energia

fornecida ao líquido é, primordialmente, cinética sendo posteriormente convertida, em

grande parte, em energia de pressão [27].

Podem ser divididas em centrifugas radiais e tipo Francis:

a) Centrífugas radiais: neste tipo de bomba a energia cinética é obtida de maneira

puramente centrifuga por um impelidor e, transferida à massa líquida.

b) Tipo Francis: é também radial, porém, este tipo de bomba possui impelidor de

palhetas com curvaturas especiais chamadas Francis.

2.8.1) Curvas características ou de desempenho

2.8.1.1) Curvas da bomba

O desempenho esperado de bombas centrífugas é representado através de curvas

características fornecidas pelos fabricantes do equipamento. Essas curvas são levantadas

em laboratório e disponibilizadas em catálogos técnicos. São, basicamente, três as curvas

características tradicionais: curva de carga x vazão, curva de potência absorvida x vazão e

curva de rendimento x vazão. Por definição, vazão é o volume do líquido bombeado por

unidade de tempo, ou seja, vazão é a velocidade de escoamento de um determinado

líquido.

Curvas em função da velocidade não são fornecidas pela maioria dos fabricantes de

bombas centrífugas. Com o tempo, essas curvas se tornarão de suma importância, uma vez


30

que o uso de inversores de freqüência como forma de controlar a vazão tende a se

solidificar nos segmentos ou instalações onde uma variação de vazão se faz necessário.

A equação geral das bombas centrifugas é mostrada a seguir:

(2.10)

Onde:

Q = vazão [m3/h];

H = carga hidráulica de pressão [m];

A, B e C = constantes equacionais.

Percebe-se, pela análise da equação (2.10) que a curva (H x Q) será uma parábola,

quando a rotação “n” for constante. Fato semelhante ocorrerá quando a vazão “Q” for

constante a curva (H x n) também, neste caso, terá um comportamento quadrático, ou seja,

parabólico.

a) Curva carga (H) versus vazão (Q)

A carga de uma bomba pode ser definida como energia por unidade de massa ou

energia por unidade de peso que a bomba pode impor ao líquido de modo a obter a vazão

desejada. O equacionamento matemático que representa função H = f (Q), para uma

rotação constate é ilustrado na equação (2.11). Diferentes denominações são encontradas

para a curva H = f (Q). Essas são dadas em função da inclinação da mesma. Assim pode-se

encontrar curva inclinada, curva ascendente-descendente, curva altamente descendente e

curva plana, conforme demonstrado na figura 2.10. As curvas cuja inclinação permite

apenas um ponto de vazão para uma determinada carga é considerada estável. Portanto, a

figura 2.10 indica que, apenas a curva ascendente-descendente é instável e que, devido a

isso ao se confeccionar projetos nos quais esse tipo de máquina deve ser usado é

importante evitar o ponto de trabalho no lado ascendente da curva [27, 28].

(2.11)


31

Figura 2.10 – Tipos de curva H x Q

b) Curva rendimento (η) versus vazão (Q)

Em um projeto de bombeamento outra curva de interesse, a curva rendimento (η) x

vazão (Q). Rendimento que por definição é a razão entre a potência útil cedida ao fluido e

potência absorvida pela bomba. Segundo catálogos de fabricantes, o rendimento dessas

bombas, normalmente, varia de 0,45 a 0,75, entretanto, bombas de grandes dimensões

podem atingir rendimento de 0,85. A figura 2.11 ilustra as características da curva η x Q.

Para cada bomba existe uma vazão para a qual o rendimento é máximo. [27, 28].

Figura 2.11 – Curva η x Q

c) Curva potência mecânica (Pm) versus Vazão (Q)

Na figura 2.12, a curva representada é a da potência mecânica (Pm) aplicada na

bomba em função da vazão (Q). Para uma vazão nula, a potência hidráulica aplicada ao

Altamente descendente

Plana

ascendente-descendente

Inclinada

H

Q

Q

η ηmax


32

fluido é zero, Ainda assim, uma potência mínima é necessária para manter o giro da bomba

e, esta energia é dissipada em forma de calor. Todavia, a partida da bomba efetuada com a

válvula de saída de fluido fechada é a condição de menor exigência do motor elétrico, o

que pode ser visualizado na figura 2.12. Essa ação reduz o tempo de duração das correntes

de partida do motor e traz um conseqüente aumento da vida útil do equipamento. Por outro

lado, o funcionamento por longo tempo com vazão zero pode causar sobre-aquecimento do

fluido e provocar problemas no sistema bombeamento. A curva de potência pode ser

matematicamente representada como na equação (2.12).

. . (2.12)

Figura 2.12 – Curva Pm x Q

d) As leis de similaridade ou afinidade

Um entendimento da inter-relação dos parâmetros que compõem as curvas

características é necessário para o correto estudo dos sistemas de bombeamento. Se forem

tomadas as grandezas: rotação (n), a vazão (Q), a pressão (p) e a potência (P), o resultado

será proporcionado pelas leis de similaridade, as quais estão relacionadas abaixo:

i) Relação vazão x rotação

(2.13)

ii) Relação pressão x rotação

(2.14)


33

iii) Relação Potência x rotação

(2.15)

iv) Relação Torque x rotação

(2.16)

Para que a relação de potência, indicada na equação (2.15) seja válida supôs-se

que o rendimento da máquina permanecesse constante. Entretanto, na prática a variação da

rotação altera o rendimento. A correção dos rendimentos na expressão de potência pode ser

conseguida introduzindo a relação experimental indicada na equação (2.17) [29]:

Com:

1 1,

(2.17)

Além desta, existem outras expressões empíricas para a estimativa da eficiência,

tal como a recomendada na equação (2.18).

, (2.18)

Onde:

η1 = rendimento da máquina antes da alteração da velocidade;

η2 = rendimento da máquina após a alteração da velocidade.

Deve-se salientar, ainda, que as leis de afinidade têm maior grau de precisão

quando a curva de carga do sistema parte da origem, ou seja, do ponto zero. E, mesmo


34

sistemas centrífugos, têm uma limitação à qual se pode reduzir sua velocidade sem que se

perca a sua eficiência ou, até mesmo, sua funcionalidade.

2.8.1.2) Curva de carga do sistema

A curva de carga do sistema versus vazão é quem determina claramente a carga, ou

energia por unidade de peso, que a bomba tem que fornecer ao fluido para vencer a altura

manométrica e obter uma determinada vazão.

Para traçar a curva de carga é necessária a definição da altura manométrica, esta

pode ser definida como a altura geométrica da instalação somada às perdas de carga ao

longo da tubulação por onde o líquido irá percorrer durante o processo de bombeamento,

ou seja, é o carregamento que, fisicamente, será percebido pela bomba. Matematicamente

tem-se que:

(2.19)

Onde:

hg = altura geométrica (sucção + recalque);

hf = perda de carga total.

As perdas de carga (hf) referem-se à energia perdida pela água ao longo da

tubulação. Estas são provocadas por atritos entre a água e as paredes da tubulação. As

perdas hf se apresentam de duas formas ao longo da tubulação:

a) Contínuas: referem-se às perdas ao longo da tubulação, sendo função do

comprimento, material e diâmetro;

b) Perdas de carga acidentais: referem-se aos elementos componentes da tubulação,

como, curvas, registros, válvulas, luvas, reduções, ampliações, etc.

Há de se salientar também que para o estudo de todas essas perdas existem tabelas

fornecidas pelos fabricantes dos componentes.

Para o levantamento da equação de carga existem vários métodos. Neste trabalho o

método apresentado é o de Hazen-Willians. Desta forma, a equação H = f(Q), é a seguinte:

Compor

e a áre

qualqu

manom

rtamento elétrico

H hg

a) A relaçã

A pressão

ea da superfí

p γH Onde:

p = pressão

γ = peso es

Bernoulli

uer seção po

altura geom

altura piezo

altura dinâ

A energia

métrica total

A figura 2.

o, mecânico e hid

kQ1,852

ão pressão x

pode ser def

ície sobre a q

o

specífico do

demonstrou

de ser expre

métrica = Z

ométrica = p

mica = V2 /

total especí

l e representa

.13 represent

dráulico de um s

x altura man

finida como

qual a força

líquido a ser

u que a ener

essa em term

~ [m]

p / γ => [(kg

2g => [(m/s)

ífica, que é

ada em term

ta a curva al

Figura 2.

sistema de bomb

35

ométrica

a razão entr

age. Assim,

r bombeado

rgia total e

mos de alturas

f/m2)/(kgf/m

)2 / (m/s2)] ~

a soma da

mos de altura.

ltura manom

.13 – Curva H

beamento sob o e

re força a qu

para um flu

specífica (p

s de coluna d

m3)] ~ [m]

~ [m]

s três parce

.

métrica versu

x Q

enfoque da eficiê

ue um objeto

uido, tem-se

por unidade

de água, ou

elas, é cham

s vazão:

ência energética

2.20

o está expos

que:

(2.2

de peso) e

seja:

mada de altu

a

0

to

1)

em

ura


36

Alterações na curva do sistema são obtidas pelas modificações na tubulação, isto

pode ser pelo acionamento de válvulas de retenção. Uma redução de vazão, segundo a

figura 2.13, acarretará aumento de pressão, esse efeito pode ou não ser danoso ao sistema

[28].

2.8.1.3 – Curva de conjugado da bomba versus rotação

O conhecimento da curva de conjugado versus rotação de carga, indicada na figura

2.14, é necessário para o cálculo de tempo de aceleração do conjunto motor-bomba. Na

referida figura estão indicados valores percentuais recomendados pela referência [9] para

valores de conjugados relativos a percentuais de velocidade.

Uma boa aproximação para representar o conjugado no eixo da bomba é indicada

na equação (2.22), onde se pode notar que esta variação tem característica quadrática.

(2.22)

Figura 2.14 – Curva de conjugado versus rotação

O manual de comando e proteção da Weg [9] recomenda para C0 um valor entre

10% e 20% do conjugado nominal quando se desconhece a curva do conjugado da bomba

em função de sua velocidade.

A associação entre as figuras 2.1 (pág. 11) e 2.14, demonstrada na figura 2.15,

mostra o ponto de trabalho do sistema de bombeamento ou de qualquer outro sistema cuja

carga tenha característica centrífuga. O conhecimento dos conjugados médios do motor e

da carga permite estimar o tempo de partida, essencial para a correta determinação do

motor a ser usado no acionamento da carga, principalmente quando da troca de motores em

um determinado processo industrial.

0 20406080

100

0 20 40 60 80 100n(%)

C(%)


37

Figura 2.15 - Conjugados médios em função da rotação do sistema de bombeamento

O equacionamento do conjugado médio da carga é obtido, tomando-se como base

as equações (2.23), (2.24) e (2.25).

(2.23)

Da equação (2.22), tem-se:

(2.24)

Substituindo-se a equação (2.24) na (2.23), obtém-se a (2.25):

(2.25)

Por outro lado, o conjugado médio para os motores de indução trifásicos é estimado

pela equação 2.26:

9,81 (2.26)


38

Onde “a” assume valores de 0,4, 0,5 ou 0,6 para motores de categoria H, N e D

respectivamente.

Resumindo, o valor médio do conjugado do motor durante a aceleração com tensão

plena pode ser estimado pelas seguintes relações [30]:

a) Motores de categoria N:

Cmm = 0,5(Cp + Cmax)

b) Motores de categoria H:


c) Motores de categoria D:


A partir dos conjugados médios do motor e da carga, pode-se estimar o tempo de

aceleração (ta) do acionamento, o qual é representado pela equação (2.27):

2 (2.27)

Após o cálculo do tempo de partida, ou de aceleração, a referência [9] sugere que o

tempo de aceleração do sistema deva ser menor que 80% do tempo de rotor bloqueado. Isto

pode ser justificado, pois valores que não se enquadram na condição imposta pela [9] não

estão aptos a suportar oscilações eventuais na tensão durante a partida do motor. Esta

condição permite afirmar que o acionamento durante a partida não deverá causar danos aos

sistemas elétrico e mecânico.

2.8.2 – Estimativa do momento de inércia da carga (Jc)

Uma das maiores dificuldades para se realizar um diagnóstico energético nas

plantas industriais em operação, é o conhecimento do valor do momento de inércia da

carga. Neste sentido, este item segue na direção de mostrar uma possibilidade de estimar

esta grandeza nas instalações de bombeamento. Assim, em um sistema em funcionamento

o momento de inércia da carga pode ser estimado a partir do conhecimento dos conjugados

médios de carga e motor e do tempo de aceleração ou de partida. A equação (2.28) aponta

a relação entre os dados supracitados e o momento de inércia J’ que, neste caso é o valor


39

da soma entre os momentos de inércia do motor e da carga (Jm + Jc). Catálogos de

fabricantes de motores fornecem o valor do momento de inércia do motor. Da diferença

entre o valor J’ obtido no cálculo com o valor indicado pelo catálogo, retira-se o valor

referente à carga.

(2.28)

Assim, o momento de inércia da carga pode ser estimado utilizando a equação

(2.29).

(2.29)

Segundo a referência [30], uma outra alternativa para estimar o conjugado médio

da carga, quando esta for quadrática, é apresentada pela equação (2.30). Deve-se salientar

que, Creg ≈ Cn , quando a carga mecânica centrífuga está bem especificada.

(2.30)

Onde:

Creg = conjugado em regime permanente

2.9) O controle de vazão por estrangulamento de válvula

Existe no mercado uma enorme quantidade de tipos de válvulas, algumas

hidráulicas outras com atuador elétrico. Dentre elas:

• Válvulas do tipo on/off - acionamento remoto de unidades ou para operar registros

de grandes dimensões;

• Válvulas redutoras de pressão - tem como utilidade a redução da pressão a jusante

do ponto de instalação;

• Válvulas sustentadoras de pressão e válvulas de alívio - aplicam-se onde é

necessário manter uma pressão inferior a um determinado limite. São utilizadas


40

para limitar a vazão num bombeamento com desnível negativo (bombeamento para

“baixo” quando da partida do motor) e para limitar a vazão às zonas baixas,

mantendo pressão nas zonas altas,etc;

• Válvulas controladoras de nível - têm seu campo de atuação preferido na prevenção

de extravasamentos;

• Válvulas limitadoras de vazão - mantêm a vazão do sistema de abastecimento de

água dentro dos limites desejados;

• Válvulas para a prevenção de golpe de aríete.

2.9.1) O efeito do estrangulamento de válvula na curva do sistema

A técnica de se usar válvulas de estrangulamento consiste em controlar vazão do

sistema através da abertura ou fechamento parcial de uma válvula instalada em série com a

bomba. Este controle é possível em bombas centrífugas porque estas possuem um limite

inerente de maior pressão na descarga, portanto a bomba pode sofrer estrangulamentos na

escala sem sofrer danos [31]. A figura 2.16 mostra uma sucessão de pontos de operação

gerados pelo fechamento progressivo de uma válvula estrangulamento. Pode-se notar que à

medida em que se faz o fechamento da válvula a vazão do sistema vai sendo reduzida,

enquanto a pressão vai gradualmente aumentando e se transformando em perda de carga

adicional

Figura 2.16 – Efeito da ação de válvulas de estrangulamento

Como a alteração que esse tipo de atuador provoca é na curva do sistema e não na

curva da bomba, sempre que se fizer necessário a redução de vazão essa alteração resulta

em um aumento de pressão. A equação (2.31) demonstra que, a redução de vazão por este


41

método pode não trazer ganho de potência substancial, uma vez que, tanto vazão quanto

pressão fazem parte do numerador.

QH

(2.31)

2.10) Inversor de freqüência em sistemas de bombeamento

As curvas características da bomba, citadas anteriormente, podem sofrer

modificações. As mais importantes são causadas por: variações na rotação da bomba, no

diâmetro do rotor, as características físicas do líquido a ser bombeado, o tempo de serviço

da máquina e alterações na característica da tubulação. Como o interesse primordial desse

estudo é o uso racional da energia elétrica em sistemas de bombeamento, será analisada de

modo mais profundo apenas a variação de velocidade, que pode ser obtida pelo uso de

inversores de freqüência.

Em condições energeticamente desfavoráveis, os inversores de freqüência vêm

ganhando espaço ao trazer consigo a missão de racionalizar o uso da energia elétrica

alterando a operação do sistema de abastecimento, reduzindo a potência à ordem do cubo

da razão entre velocidades, quando trabalha com vazões menores que a vazão nominal do

sistema de bombeamento. Os inversores de freqüência são equipamentos eletrônicos que,

acoplados ao conjunto motor-bomba, têm a função de controlar da velocidade de rotação

dos motores elétricos a corrente alternada (AC).

2.10.1) O inversor de freqüência

Inversores de freqüência estão disponíveis no mercado para dois tipos de controle:

o escalar e o vetorial. O inversor, por controle escalar, é uma função de V/F

(tensão/freqüência), não oferece altos torques em baixas rotações, pois o torque é função

direta da corrente de alimentação, não da tensão. A parametrização se faz, no inversor

escalar pela curva V/F apontada na figura 2.17. Este é indicado para partidas suaves,

operação acima da velocidade nominal do motor e operação com constantes reversões.


42

Figura 2.17 – Curva tensão versus freqüência

O inversor por controle vetorial não possui uma curva parametrizada, essa curva

obedece à solicitação do torque, assim, este possui circuitos que variam a tensão e a

freqüência do motor através do controle das correntes de magnetização e de rotor no motor

de indução. O inversor vetorial é indicado para torque elevado com baixa rotação, controle

preciso de velocidade e torque regulável [32].

Considerando as leis de similaridade citadas anteriormente, o efeito produzido pela

variação da rotação sobre as características do bombeamento pode ser visto nas equações a

seguir. Seja a curva altura manométrica x vazão (H x Q), para a rotação nominal, dada por

um ajuste polinomial de segunda ordem da curva do fabricante, sendo a, b e c coeficientes

de ajuste da curva:

(2.32)

A curva carga x vazão para uma rotação qualquer n, poderá ser escrita como:

(2.33)

A dependência da rotação n com a freqüência f é dada pela relação:

120 (2.34)

Onde:

f = freqüência;


43

p = número de pólos.

No Brasil, a rotação nominal é obtida pela aplicação da freqüência de 60 Hz na

equação (2.34), então a equação (2.33) pode ser redigida em função da freqüência como

apresentada pela equação (2.35):

(2.35)

As demais curvas características da bomba podem ser obtidas de forma análoga a

apresentada para a curva de carga.

A figura 2.18 apresenta a curva da bomba para diferentes valores de velocidade.

Figura 2.18 – Variação da curva de trabalho de uma bomba centrifuga pela variação da velocidade

Percebe-se, pela análise da figura 2.18, que a variação da velocidade provoca

variações diretamente proporcionais de carga e vazão. Este efeito, quando se faz necessária

a redução de vazão reduz a pressão, ao contrário do que ocorreria se a redução de vazão

fosse obtida pela utilização de válvulas de estrangulamento.

2.10.2) Obtenção das curvas características para diversas rotações a partir da

curva original

É comum que fabricantes de bombas centrífugas forneçam a curva para a

velocidade nominal da mesma. Porém, quando é desejável curvas, com boa confiabilidade,

para outras rotações, o seguinte procedimento oferece uma solução: a partir do


44

conhecimento dos vários pontos (Q1, H1) e (Q1, P1) na curva original e, através da lei de

similaridade, obtém-se os valores (Q2, H2) e (Q2, P2) na velocidade desejada. O gráfico

plotado dos pontos (Q2, H2)e (Q2, P2), também chamados pontos homólogos, gerará a

curva característica para essa velocidade. O resultado deste procedimento está ilustrado na

figura 2.19.

Figura 2.19 – Efeito da rotação nas curvas características

Deve-se salientar aqui, que a curva de rendimento (η) versus vazão (Q) é obtida

considerando o fato de que o rendimento nos pontos homólogos é similar. Este fato pode

ser observado na expressão de potência fornecida pela equação (2.36):

(2.36)

Ao se proceder a uma análise pormenorizada na equação (2.36) e considerar as

proporcionalidades: Q α n, H α n2 e P α n3, conclui-se que pontos homólogos devem ter

rendimentos muito próximos do rendimento nos pontos originais [27].


45

2.10.3) Considerações sobre a utilização de inversores de freqüência

Ao se variar a freqüência de alimentação de um motor CA, varia-se a velocidade do

rotor desde f = 0 até a máxima variação permitida pelo conversor. O comportamento do

motor permanece da mesma forma, entretanto deslocado na rotação conforme a freqüência

como indicado na figura 2.20.

Figura 2.20 – Curva de conjugado x rotação da bomba para diversas velocidades

Segundo a literatura especializada existem duas faixas de operação, uma com fluxo

constante, até a freqüência nominal, e outra com enfraquecimento de campo que

corresponde àquela acima da freqüência nominal.

Entretanto, algumas considerações devem ser tecidas a respeito das faixas de

operação:

• Se o motor é alto-ventilado, terá sua capacidade de refrigeração reduzida a

baixas velocidades;

• A tensão de saída dos conversores apresenta componentes harmônicos, estes

podem provocar aumento de perdas no motor;

• Maior aquecimento pela presença de correntes harmônicas e a redução de

ventilação podem reduzir o rendimento.


46

Devido à existência de zonas onde o fluxo magnético sofre variações, fabricantes

de motores recomendam a redução do conjugado e da potência aplicada ao motor quando,

pela ação do conversor de freqüência, atingem-se essas zonas de baixo fluxo magnético. A

figura 2.21 apresenta a indicação de um conhecido fabricante de motores recomendando

valores de conjugado máximo em função da variação da freqüência [9].

Figura 2.21 – Recomendação de torque em função da freqüência

para motores acionados a inversores de freqüência.

Onde k é uma constante a ser multiplicada ao conjugado máximo permitido pelo

motor de indução. Para este fabricante, k deve variar de 0,7 a 1 dependendo do conteúdo

harmônico injetado na rede pelo próprio inversor de freqüência somado ao conteúdo

presente. Na impossibilidade de se obter tais harmônicos é recomendado que se utilize k

entre 0,8 e 0,9.

2.11) Comparação entre os métodos válvula de estrangulamento e

controle de velocidade

Na figura 2.22 estão representados os efeitos da utilização do inversor de

freqüência e das válvulas de estrangulamento. Pelo método de estrangulamento de válvula

o ponto de operação com menor vazão implica em um aumento de pressão, portanto, a

potência sofre poucas variações. Por outro lado, com a alteração da velocidade, para a

mesma vazão obtida pelo sistema anterior, há uma redução na vazão e na pressão. A


47

economia (quadro cinzento) é evidente e obedece a equação de similaridade já mostrada

pela equação (2.14) e ilustrada na figura 2.22.

Figura 2.22 – Comparativo entre controle de vazão por estrangulamento de válvula e inversor freqüência

Na figura 2.23, as curvas representam a evolução da potência elétrica pela variação

da vazão por meio de válvulas de estrangulamento em 1 e, por controle eletrônico em 2. A

curva 1 pode ser aproximada por uma reta, pois representa a equação 2.31 que tem

características próximas às lineares [33]. A curva 2 obedece às leis de similaridade

(equações 2.13 e 2.15), como descrito a seguir:

Se (Q1/Q2) = (n1/n2) e, (P1/P2) = (n1/n2)3

Então:

(P1/P2) = (Q1/Q2)3

Assim, para a obtenção de uma vazão de 80% do valor nominal deve-se reduzir a

velocidade para 80%. Desta forma, a potência necessária ao acionamento da carga será de,

aproximadamente, 50%. Entretanto, o rendimento também é alterado (equações 2.17 e

2.18), e assim a economia de energia elétrica é de cerca de 45%.


48

Figura 2.23 – A potência elétrica comparativa entre os dois métodos: válvula e inversor

2.12) Possibilidades de economizar energia elétrica em sistemas

de bombeamento

Vistos de forma separada os parâmetros associados a um sistema de bombeamento

não proporcionam uma visualização correta da amplitude das perdas de energia ao longo

do sistema [36]. Ao se proceder a uma análise pormenorizada da figura 2.24, percebe-se

que as possibilidades para ações que visem o uso eficiente de energia são grandes. Em

média 50% da potência é utilizada de modo a produzir trabalho útil, os outros 50% se

perdem pelo caminho em forma de vazamentos, aquecimentos ou quaisquer outros tipos de

perda que por ventura venham a ser associadas a esse procedimento.

Figura 2.24 – Balanço médio de energia em um sistema hidráulico


49

As principais oportunidades de redução de consumo de energia elétrica vêm

através da análise da expressão (2.31), transcrita a seguir, onde está representado o cálculo

da potência elétrica necessária para o funcionamento de uma bomba centrífuga. Verificam-

se seis fatores presentes no cálculo da potência elétrica: o peso específico (γ), os

rendimentos (ηb, ηm e ηac), vazão (Q) e altura manométrica (H). Destes fatores - os

rendimentos (da bomba, do motor e do acoplamento) influenciam de forma inversamente

proporcional e os outros três (peso específico, vazão bombeada e altura manométrica total)

afetam de modo direto no resultado da potência necessária para realizar tal trabalho. A

otimização de qualquer um destes itens reflete no consumo final da instalação. Assim, ηb,

ηm e ηac não podem ser alterados a não ser quando da confecção do projeto da instalação,

entretanto, esses rendimentos têm um ponto de trabalho onde se tem máxima eficiência.

Buscar o máximo rendimento, neste caso, é garantir valores próximos aos nominais de

operação, limpeza e lubrificação adequadas, o melhor método de acoplamento, etc. Os

parâmetros vazão (Q) e altura manométrica (H) podem ser trabalhados ao se evitar, sempre

que possível, técnicas como estrangulamento de válvulas, por exemplo, que aumentam as

perdas no processo.

Outra possibilidade, sempre que possível, é variar a velocidade dos motores de

modo a buscar o ponto de funcionamento no qual a bomba tem seu maior rendimento,

conforme a demanda varie no decorrer do período.

2.13) Viabilidade econômica

Várias formas de análise financeira, especialmente as de ordem econômica,

podem ser feitas ao se buscar o melhor investimento. Estas podem e devem envolver

diferentes pontos de vista e com diferentes objetivos. Cada tipo de análise financeira

determina um parâmetro econômico e este é que será usado na tomada da melhor decisão.

As análises financeiras determinam os seguintes fatores: tempo de retorno do investimento

(simples e capitalizado), economia mensal obtida com a aquisição de um bem ou serviço,

custo operacional desse investimento ao longo de sua vida útil, entre outros.


50

Descrevem-se a seguir as principais variáveis da análise econômica tendo em

vista a forma de determinação dessa análise. Esta sempre se vale da comparação entre dois

tipos de investimento.

2.13.1) Tempo de retorno simples

É o tempo necessário para que o capital investido apresente retorno na forma de

redução de custo operacional ou de ganhos financeiros. Geralmente o tempo de retorno

simples é expresso em meses. O tempo de retorno aceitável deve ser estabelecido pelo

consumidor e que se expressa de forma particular de cada empresa. Como exemplo, a

compra de equipamentos mais eficientes é mais dispendiosa, por outro lado, o custo

operacional é menor. O cálculo da determinação do tempo de retorno do investimento,

fornecidos pelas equações (2.37) e (2.38), permite que se estabeleça uma forma de avaliar

se o retorno do investimento se dará a curto, médio ou longo prazo, ou até mesmo se não

haverá retorno ao longo da vida útil do equipamento.

CE

(2.37)

Δ (2.38)

Onde:

Trs - tempo de retorno simples em meses;

ΔCa - custo adicional de investimento;

ΔE - economia mensal em R$/mês;

Ca1 - custo do investimento 1;

Ca2 - custo do investimento 2.

Não existe um valor definido para o tempo de retorno econômico que atenda a

todos os casos, uma vez que isto faz parte da escolha do investidor, que é de foro subjetivo,

e da comparação com as outras formas de investimento do capital. O mais usual é

considerar o tempo médio de vida útil de um equipamento. Como exemplo, a aquisição de

um motor da linha padrão ou de alto-rendimento, com vida útil média de 13 anos, a

literatura recomendada aponta um tempo médio aceitável para retorno de investimento

quando inferior a 2 anos [34, 35].


51

2.13.2) Tempo de retorno capitalizado

O tempo de retorno também pode ser, por exemplo, mensal e considerar uma taxa

de juros de modo que a economia seja parcelada. Considerando uma taxa de juros i em

valores percentuais e considerando k períodos (meses) obtêm-se o seguinte valor presente

das parcelas mensais [34]:

Δ Δ (2.39)

ΔET - valor presente das parcelas mensais;

k - meses considerados na capitalização.

A fim de se determinar o tempo de retorno capitalizado deve-se igualar o valor

presente com o custo adicional e considerar o número de períodos como incógnita,

conforme mostra a equação (2.40).

Δ Δ (2.40)

Aplicando logaritmos nos dois lados da equação, tem-se o tempo de retorno de

investimento:

C (2.41)

2.13.3) Valor presente líquido (VPL)

Neste método, o critério de decisão quanto à aceitação ou não da alternativa é a

verificação se o VPL é positivo. Por definição, valor presente é a soma algébrica entre o

valor das entradas de caixa no tempo inicial e os investimentos ao longo da vida útil do


52

projeto. Caso esse projeto seja implementado ele deverá ser capaz de aumentar o

patrimônio líquido da empresa.

Matematicamente:

1 1

Onde:

Rj = valor atual das receitas;

Cj = valor atual dos custos;

i = taxa de juros;

j =período em que as receitas ou os custos ocorrem;

n = número de períodos ou duração do projeto.

Também é intuitivo o entendimento de que, no caso de alternativas excludentes

mutuamente, aquela que apresenta o maior VPL deve ser priorizada, considerando apenas a

análise econômica. O “valor da empresa” ficará acrescido do VPL após o período

considerado nessa análise econômica.

2.13.4) Exemplo de aplicação

Numericamente, serão apresentados apenas os itens (2.10.1) e (2.10.2) por serem os

de uso mais comuns entre engenheiros.

Para uma determinada aplicação foi especificado um motor com as seguintes

características: 30 cv; 220 V; 3500 rpm; 60 Hz. O motor deverá funcionar com a potência

nominal durante 24 horas por dia. Deseja-se fazer uma análise econômica para verificar a

viabilidade da aquisição de um motor de alto rendimento. O preço do kWh pago pelo

consumidor é de R$ 0,224 / kWh (tarifa média industrial, junho/2007, site: ANEEL). A

taxa de juros a ser considerada é de 1,5% ao mês.

Os valores de preços de motores aqui utilizados são de 2006, pois se utilizou o

banco de dados do software BDmotor 4.2 (3/2007).

(2.42)


53

Motor linha padrão: η (100%) = 91%; preço (Ca1) = R$ 2610,72.

Motor de alto rendimento: η (100%) = 92%; preço (Ca2) = R$ 3782,83.

Solução:

i) Economia anual com o motor de alto rendimento:

Considerando:

Pe1 = potência elétrica do motor da linha padrão;

Pe2 = potência elétrica do motor da linha de alto rendimento.

Pe1 = 0,736 x 30 / 0,91 = 24,264 kW

Pe2 = 0,736 x 30 / 0,92 = 24 kW

ΔPe = 0,264 kW

Considerando R$ 0,224 como valor do kWh cobrado:

ΔE = 0,264 x 0,224 x 720 = R$ 42,58 / mês

ii) Tempo de retorno simples:

ΔCa = 3782,83 - 2610,72 = R$ 1172,11

Trs = 1172,11 / 42,58 = 27,53 meses

Conforme citado, trata-se de tempo de retorno simples, desta forma não foi

considerada a capitalização do montante investido, o adicional de R$ 1172,11 necessário

na compra do motor de alto rendimento retornará em 28 meses.

iii) Tempo de Retorno Capitalizado

A taxa de juros a ser considerada é de 1,5% ao mês.

,

, , ,

,


54

Trc = 35,77 meses

Neste cálculo foi utilizada uma taxa de juros de 1,5% ao mês na capitalização dos

recursos investidos. O tempo de 35,77 meses, ou 3 anos, é longo, mas se for levado em

conta uma vida útil média de 13 anos para este tipo de motor, eventuais reajustes de preços

de tarifas de energia, entre outros fatores pode ser compensativo o investimento na

aquisição do motor de alto rendimento.

iv) Retorno de investimento calculado pelo BDMotor 4.2

Adicionalmente, os mesmos valores foram inseridos no BDMotor e a figura 2.25,

aponta como 28 meses o tempo de retorno de investimento. O tempo calculado pelo

software é coerente com aquele encontrado no item (ii) para tempo de retorno simples. Por

não levar em consideração os juros que incidiriam sobre o montante investido, deve ser

usado apenas como uma aproximação do tempo de retorno do investimento. É possível,

ainda, em última análise somar a esse capital um percentual de atratividade que justifique

sua aplicação.

Figura 2.25 – Tela de retorno de investimento do software BDMotor


55

2.14) Considerações finais

Ao longo do capítulo foram apontados aspectos importantes sobre motores,

acoplamentos, bombas, os mais variados tipos de acionamentos, entre outros. A intenção

foi de ressaltar pontos chaves em cada um destes componentes. Assim, qualquer medida de

eficientização energética em uma parte isolada do sistema, que pode ou não causar impacto

sobre as demais partes, deve ser avaliada de modo a saber se a medida é ou não produtiva.

Esses impactos devem ser quantificados e considerados sob a luz das avaliações técnicas e

econômicas.

Resumidamente, existem duas formas de se otimizar o uso da energia elétrica no

funcionamento de sistemas de bombeamento.

A primeira forma é direta e consiste na utilização de instalações tecnicamente

adequadas, ou seja: utilizar tubulações bem dimensionadas; manter a tubulação em bom

estado de conservação; concepções adequadas de projeto e de operação que evitem o

desperdício com altas pressões na rede; quando possível variar a velocidade dos motores

elétricos com a utilização de inversores de freqüência, de modo a adequar o ponto de

funcionamento da bomba ao seu máximo rendimento; escolher o conjunto moto-bomba

com melhor rendimento para o ponto de trabalho desejado; entre outros.

A segunda não economiza em energia elétrica, mas reduz custos com a mesma,

consiste em evitar ou se reduzir o consumo energético nas horas de ponta uma vez que as

concessionárias incentivam esse procedimento por intermédio de sua estrutura tarifária

diferenciada. Isso se consegue mediante um arranjo adequado de reservatórios, de modo a

permitir a paralisação ou a redução da vazão bombeada em determinadas horas.


56

Capítulo 3

Descrição da Estação de Trabalho do Sistema de

bombeamento

3.1) Introdução

Para o melhor entendimento das características e funcionalidades da estação de

trabalho, esta será inicialmente apresentada em forma de plantas didáticas. O objetivo é

apresentar detalhadamente todos os equipamentos envolvidos nesta planta, tais como:

medidores de grandezas elétricas e mecânicas; atuadores de vazão, pressão, etc;

acionamentos com partida suave, partida direta e inversor de freqüência. Todos

desenvolvidos para aplicação de comando e controle industrial. A planta está apta a

simular diversas condições operativas de cargas comumente utilizadas em processos

industriais.

3.2) Estação de trabalho do LAMOTRIZ

3.2.1) Características gerais da planta industrial

A estação de trabalho da bomba centrífuga é equipada com um sistema completo de

controle e acionamento, em painel independente, contendo três formas distintas e

autônomas de partida, quais sejam: partida direta, soft-starter e inversor de freqüência.


57

Nesta estação de trabalho estão instalados um motor de linha padrão e um da linha alto-

rendimento, ambos podem acionar a carga de modo independente através de um sistema de

trilhos que permite uma rápida e simples troca de motores. Neste sentido, as figuras 3.1 e

3.2 mostram através de fotografias, uma visão geral da planta industrial do LAMOTRIZ.

Figura 3.1 – Visão geral da bancada do sistema de bombeamento


58

Figura 3.2 – Equipamentos de informática

Para monitoramento e controle, a bancada é equipada com computador dedicado,

no qual está instalado o sistema supervisório confeccionado com o software Indusoft 6.1

SP2. O módulo de carga é composto por: uma bomba centrífuga, dois reservatórios de água

e, também, por dispositivos sensores e atuadores. No painel de controle e atuação, ainda,

estão instalados o controlador lógico programável (CLP), medidor de grandezas elétricas e

elementos de acionamento e proteção como contatores, disjuntores e fusíveis.

A planta industrial forma um sistema de acionamento completo, composto por

proteção e medição; sistemas de automação e medição integrados, capazes de controlar

automaticamente a execução, a coleta de dados e a emissão de relatórios. O acionamento é

composto por dois motores (convencional e alto rendimento) e pelos três modos de partida

citados anteriormente, permitindo a visualização de diversas formas de controle e operação

de equipamentos industriais similares e de maior porte, com uma variação controlada da

carga aplicada ao motor elétrico.


59

O sistema é dividido em duas bancadas, sendo que a primeira contém um

microcomputador (CPU, monitor, teclado, no-break e mouse), onde se encontra instalado o

sistema supervisório e a segunda abriga o sistema de comando e os elementos de

acionamento e proteção. Adicionalmente, esta estação de trabalho também é responsável

pela medição dos parâmetros elétricos de entrada dos motores, bem como o

acondicionamento do sistema de aquisição dos dados mecânicos, hidráulicos e térmicos.

A planta possui uma comunicação interna via Modbus RTU, com velocidade de

19.200, 8 data bits, 1 stop bit, sem paridade. Esta rede interliga o CLP, os acionamentos

(partida suave, inversor de freqüência e partida direta) e o medidor de energia elétrica. A

rede de comunicação da bancada da bomba centrífuga está representada na figura 3.3.

Figura 3.3 – Rede de comunicação da bancada da bomba centrífuga

Compor

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61

Figura 3.5 – Diagrama orientativo da bancada da bomba centrífuga

O módulo de carga é composto por dois reservatórios com capacidade de 100 litros

cada, de material transparente (acrílico), sendo que o primeiro foi instado na parte inferior

da bancada e o segundo a uma altura de 2 metros. Entre os reservatórios está instalado um

duto de escoamento com uma válvula elétrica de retenção e um by-pass, feito com uma

M

BANCADA – 1 DINAMÔMETRO

IF

Controle e

Aquisição de dados

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C

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63

Tabela 3.1 – Componentes presentes na estação de bombeamento

Item Quant. Ref. Descrição Modelo Fabricante

1 1 LIT-01 Transmissor de pressão diferencial

EJA110A-DM Yokogawa

2 1 FIT-01 Transmissor de pressão diferencial

EJA110A-DM Yokogawa

3 1 PIT-01 Medidor de pressão manométrico

LD-301 Smar

4 4 LSH/LSL Chave de nível tipo bóia magnética

RFS Contech

5 1 XV-01 Válvula solenóide Tipo 521 AICAS



8 1 PI-01 Manômetro petroquímico Módena

9 1 FV-01 Válvula de controle eletropneumática

RC-WCB Foxwall

10 1 FE-01 Placa de orifício Digitrol

11 1 Manifold Digitrol

12 1 Torquímetro MKDQ150 MK

13 1 Sensor infravermelho Vicro

13 1 Motor Convencional HD67106 Weg

14 1 Motor alto-rendimento GE30500 Weg

15 1 Bomba centrífuga 92SHB Schneider

3.2.3) Os motores

As características de placa dos motores de indução trifásicos utilizados no

LAMOTRIZ são especificadas na seqüência deste trabalho :

• Motor da Linha Padrão: WEG: Modelo: HE36350; Grau de Proteção: IP55;

Isolação: B; Regime: S1; Potência Nominal: 1,5 [cv]; Tensões: 220/380 [v];

Correntes: 4,27/2,47 [A]; Freqüência: 60 [Hz]; Rotação: 3370 [rpm]; (Ip/In):

7,5; Categoria: N; FS: 1,15; Rendimento: 78,6% e cos φ: 0,86.


64

• Motor de Alto-Rendimento: WEG: Modelo: G192961; Grau de Proteção:

IP55; Isolação: F; Regime: S1; Potência Nominal: 1,5 [cv]; Tensões: 220/380

[v]; Correntes: 4,02/2,33 [A]; Freqüência: 60 [Hz]; Rotação: 3390 [rpm];

(Ip/In): 7,5; Categoria: N; FS: 1,15; Rendimento: 82,5%; cos φ: 0,87.

Vale ressaltar que cada motor (convencional e de alto-rendimento) possui sensores

de temperatura do tipo PT100, instalados na carcaça e em cada enrolamento do estator,

permitindo a monitoração deste parâmetro via sistema supervisório.

3.2.4) O dinamômetro

O dinamômetro presente no LAMOTRIZ, e que é parte integrante da estação de

trabalho da bomba centrífuga, é do tipo freio de Foucault, ou seja, um dispositivo

eletromagnético de frenagem e simulação de cargas mecânicas no eixo do motor até 200%

da sua condição nominal.

É composto por um braço oscilante onde são dispostas duas bobinas e um disco de

alumínio, constituindo um sistema de freio por correntes de Foucault. Permite a simulação

de cargas variáveis no eixo dos motores. A força aplicada ao eixo é controlada através de

tensão contínua nas duas bobinas.

O equipamento tem como características principais:

Tipo: disco de Foucault;

Alimentação: 220 Vca / 60 Hz;

Tensão nas bobinas: 0 a 190 Vcc, regulável por potenciômetro (conversor

incorporado);

Força de frenagem: 7,0 Nm;

Sensor de Força: célula de carga.

Na Figura 3.7 é possível visualizar uma fotografia com o dinamômetro tipo freio de

Foucault como o utilizado no LAMOTRIZ.


65

Figura 3.7 - Dispositivo eletromagnético de frenagem e simulação de cargas

3.2.5) A bomba centrífuga

A bomba centrífuga utilizada no laboratório é de fabricação da empresa Schneider

Motobombas, de série BC e modelo 92SHA, carcaça em ferro fundido GG-15, rotor em

alumínio, selo construído em inox 304, buna N, grafite e cerâmica, 3450 rpm [38]. A figura

3.8 apresenta a curva vazão x altura x rendimento%, enquanto a figura 3.9 aponta a curva

vazão x potência mecânica, ambas extraídas do catálogo fornecido pelo fabricante do

equipamento.

Figura 3.8 – Curva vazão x altura x rendimento %


66

Figura 3.9 – Curva vazão x potência

a) NPSH – Net Positive Suction Head

Para que bombas centrífugas possam funcionar de modo satisfatório, necessitam da

ausência de vapor na tubulação de sucção. Quando a pressão interna na bomba atinge um

valor abaixo da pressão de vapor do líquido, ocorrerá a formação de bolhas de vapor nesse

local. Essas bolhas se encontram e formam zonas de ar, este fenômeno é conhecido como

cavitação e, reduz a eficiência da bomba, provoca ruído, vibrações e, em casos mais

severos, causa fratura do rotor ou da carcaça, entre outros [33, 37].

Para que a bomba funcione sem a ocorrência de cavitação é necessária uma certa

quantidade de energia aplicada ao sistema de sucção, conhecido como NPSH (Net Positive

Sucion Head). Quanto maior for a vazão da bomba e a altura de sucção negativa, maior

será a possibilidade da bomba cavitar em função do NPSH. Para que o NPSH seja

satisfatório é necessário que a pressão em qualquer ponto da linha nunca venha reduzir-se à

pressão de vapor do fluído bombeado [37]. Assim, para uma boa performance, o fabricante

Schneider Motobombas, responsável pela bomba centrifuga instalada no LAMOTRIZ

recomenda a seguinte situação:

NPSHd > NPSHr + 0,6

Onde;

NPSHd: é o NPSH disponível no sistema de bombeamento;

NPSHr: é o NPSH requerido pela carga.

A figura 3.10 traz a curva vazão versus NPSH para a bomba instalada no

Laboratório de Sistemas Motrizes da Universidade Federal de Uberlândia.


67

Figura 3.10 – Curva vazão x NPSH

3.2.6) Detalhamento dos sensores e atuadores

O detalhamento dos sensores e atuadores constituintes da bancada estão indicados

no fluxograma simplificado apontado na figura 3.11 e detalhados nos itens a seguir.

Figura 3.11 – Fluxograma simplificado da bancada de bombeamento


68

a) LSL-01,02 e LSH-01,02 – Chave de nível tipo bóia magnética, série – RFS

Chave de nível tipo bóia magnética, instalação lateral, conexão rosca 1/2" NPT(M),

material do corpo em polipropileno, diâmetro da bóia 18 mm, 1 contato SPST, 10 Watt.

As chaves da série RFS são indicadas com o objetivo de garantir segurança de nível

alto para evitar transbordamento e de nível baixo para evitar que a bomba trabalhe a vazio.

Em seu princípio de funcionamento, um sensor é ativado pela bóia, conforme o nível do

produto a ser medido varia, abrindo ou fechando os contatos de acordo com a configuração

solicitada. A figura 3.12 registra alguns modelos destas chaves [39].

Figura 3.12 – Chaves de nível tipo bóia magnética

b) LIT-01 e FIT-01 – Transmissor de nível por pressão diferencial

LIT-01 – Transmissor de pressão diferencial, capacitivo, sinal de saída 4 a 20 mA a

2 fios, alimentação de 12 a 45 Vcc, característica linear, faixa de 0 a 1000 mmH2O,

indicador local, conexão processo 1/2", suporte 2" e dreno.

FIT-01 – mesmo tipo de equipamento utilizado em LIT-01, porém para uma faixa

de vazão entre 0 e 5000 mmH2O.

O equipamento utilizado é de fabricação de YOKOGAWA, modelo EJA 110 A, é

um sensor que registra e transmite para o CLP o valor da pressão de liquido bombeado.

Indicado para medição de pressão diferencial, absoluta e manométrica, o equipamento

utiliza sensor de silício ressonante, possuindo exatidão de 0,075% dentro do alcance de

100:1. Fornece sinal de 4-20 mA para comunicação com o CLP. A figura 3.13 ilustra o

sensor supra mencionado [40].


69

Figura 3.13 – Transmissor de pressão diferencial YOKOGAWA

c) XV-01 e XV-02 – Válvulas solenóides

XV-01 – Válvula solenóide, duas vias, tipo diafragma, conexão rosca BSP,

diâmetro 1", normalmente fechada, alimentação 24 Vcc, bobina classe F.

XV-02 – Válvula solenóide, duas vias, tipo diafragma, conexão rosca BSP,

diâmetro 3/4", normalmente aberta, alimentação 24 Vcc, bobina classe F.

Uma válvula solenóide consiste na associação entre um solenóide (ou bobina) com

o núcleo móvel e seu obturador e, uma placa com um orifício, no qual é inserido o

obturador de maneira a impedir ou não a passagem de fluxo. Seu funcionamento se baseia

na atração do núcleo móvel quando a bobina é energizada [41].

A válvula solenóide é demonstrada na figura 3.14.

Figura 3.14- Válvulas solenóide

Compor

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71

Figura 3.16 – Transdutor de pressão diferencial capacitivo

f) FV-01 – Válvula de controle de vazão - Válvula Globo Contorno

Válvula de controle, 2 vias, tipo globo, linear, diâmetro 3/4",conexão rosca BSP,

normalmente aberta, atuador eletro pneumático, alimentação 24 Vcc, sinal de controle 4 a

20 mA [43].

As válvulas globo convencionais consistem, basicamente, de um corpo metálico e

de um obturador, ou elemento vedante, acionado por um atuador pneumático. No

Laboratório de Sistemas Motrizes da UFU a válvula utilizada é fabricação Fox Wall, da

linha Global Controle e modelo C52-3/4-150-RF-WCB-N-TF-SI-3/4-316/D33/602F.

Deve-se salientar que esta válvula tem como função realizar a variação da vazão do

sistema de bombeamento, conhecida com o nome de válvula de estrangulamento. Uma

fotografia deste componente pode ser visualizada a figura 3.17.

Figura 3.17 – Válvula de estrangulamento tipo globo de contorno Fox Wall


72

g) FE-01 – Placa de orifício

Placa de orifício, para tubulação de 3/4”, material aço inox 316, vazão máxima de

0 a 5 m3/h, montada entre flanges com trecho reto e conexão rosca.

As placas de orifício são componentes utilizados para medição de vazão de fluidos.

A instalação desse componente em uma tubulação provoca uma diferença de pressão

quando verificado o antes e o depois da placa. Este diferencial é proporcional ao quadrado

da vazão, uma vez medido é possível controlar a vazão por instrumentos adequados. São

indicadas para medir vazão de líquidos, gases e vapores.

3.3) Painel de controle e acionamento

O painel de controle é composto externamente por uma chave geral liga/desliga,

botoeira de emergência e um sistema de medição dos parâmetros elétricos constituído por

um multimedidor digital de grandezas elétricas, modelo PM 850, fabricação Schneider. A

comunicação deste instrumento, assim como o acionamento dos motores (partida direta,

partida suave e inversor de freqüência) é feito através da rede de comunicação Modbus

com o módulo de controle (CLP – Controlador Lógico Programável). Todos os parâmetros

mencionados são mostrados e monitorados (histórico, curva no tempo, etc.) no sistema

supervisório em tela própria. O multimedidor possui ainda medição de distorções

harmônicas até a 50ª ordem para tensão e corrente que também estão disponíveis em telas

específicas no software do multimedidor SMS SE, onde se pode analisar com mais

detalhes as formas da onda.

A figura 3.18 traz uma fotografia da parte interna do painel de comando, enquanto

na figura 3.19 está representado o esquema unifilar do sistema comando considerando

partida direta, partida suave e inversor de freqüência. Contempla também as comunicações

em rede via Ethernet (entre PC e o CLP) e Modbus (entre CLP e os dispositivos de partida

e medição), juntamente com as entradas analógicas e digitais.


73

Figura 3.18 – Vista da parte interna do painel de comando

Compor

rtamento elétrico

o, mecânico e hid

Figura 3

dráulico de um s

.19 – Esquema

sistema de bomb

74

a unifilar do sis

beamento sob o e

stema de coman

enfoque da eficiê

ndo

ência energéticaa


75

3.3.1) Partida direta

Esse tipo de partida de motores caracteriza-se pela ligação dos enrolamentos do

estator diretamente à rede elétrica e por exigir uma corrente de partida de

aproximadamente sete vezes da corrente nominal do motor.

A utilização desse tipo de partida apresenta algumas limitações devidas,

principalmente, à corrente e ao transitório de torque durante a partida. Estes transitórios,

corrente e torque, provocam, quedas de tensão, estresse térmico e mecânico e

consequêntemente redução de sua vida útil.

O dispositivo de partida direta utilizado na bancada da bomba centífuga é a chave

de Partida Integrada TeSys modelo U produzida pela Telemecanique. Esta chave é

compacta e, indicada para motores de até 15 KW / 400V / 32A. Agrupa em um único

produto as funções de potência (seccionamento e comutação) e de controle (proteção),

além das funções de automação e de comunicação (tratamento de dados e conectividade).

O modelo é baseado em componentes intercambiáveis e encaixáveis que se adaptam às

necessidades de instalação [44].

A partida integrada Tesys modelo U oferece as seguintes funções:

a) De proteção e comando de motores monofásicos ou trifásicos:

• Seccionamento de potência;

• Proteção contra sobrecorrentes e curtos-circuitos;

• Proteção contra sobrecargas térmicas;

• Comutação de potência.

b) De controle da aplicação:

• Alarmes das proteções;

• Supervisão da aplicação – tempo de utilização, número de falhas, valores das

correntes dos motores, entre outros;


76

• Históricos – registro das cinco últimas falhas com o valor dos parâmetros dos

motores.

Estas funções integram-se por um sistema de encaixe na base de potência sob a forma de

unidade de controle e de módulos de funções.

3.3.2) Partida suave

Nos modernos sistemas empregados para partida do motor de indução, são

utilizados equipamentos denominados soft-starters que, através de controles tiristorizados

ajustam a tensão aplicada ao estator do motor no período compreendido entre as

velocidades zero e nominal. Consegue-se, assim, aliviar os acionamentos dos transitórios

de conjugado do motor de indução e, simultaneamente, proteger a rede elétrica dos efeitos

prejudiciais das correntes de partida. São chaves de partida estática projetadas para

comandar e proteger os motores elétricos e a rede elétrica, através do ajuste do ângulo de

disparo de tiristores. Com o ajuste correto das variáveis, o torque e a corrente são ajustados

às necessidades da carga, ou seja, a corrente exigida será a mínima necessária para acelerar

a carga, sem mudanças de freqüência.

Algumas características e vantagens das chaves de partida suave são:

• Ajuste da tensão de partida por um tempo pré-definido;

• Pulso de tensão na partida para cargas com alto conjugado de partida;

• Redução rápida de tensão a um nível ajustável, (redução de choques hidráulicos em

sistemas de bombeamento);

• Proteção contra falta de fase, sobre-corrente e subcorrente, etc.

A chave soft-starter presente no painel da bancada de bombeamento e representada

pela figura 3.20 é o Altistart 48 – ATS 48D17Q, uma chave estática microprocessada que

controla as três fases do motor assíncrono de indução a dois tiristores por fase,

proporcionando partida e parada progressiva dos motores assíncronos trifásicos de gaiola

de potências compreendidas entre 4 e 1200 kW. O Altistart 48 incorpora funções de um

relé de proteção, além de possibilidades de diálogo com sistemas de automação [45].


77

Figura 3.20 – Desenho esquemático da chave de partida suave

3.3.3) Inversor de freqüência

Inversor de freqüência utilizado na bancada da bomba centrifuga é um equipamento

da Telemecanique denominado Altivar 31 – ATV 31HU11M3XA. As características

elétricas para os quais o conversor está apto a trabalhar estão listadas a seguir [46]:


78

Rede (entrada)

Tensão de entrada: 200 / 240 [V], trifásico;

Potência de entrada: 1,1 / 1,5 [kW / HP];

Corrente máxima de linha: 8,5 / 7,4 [A];

Corrente de curto-circuito máxima presumida: 5 [kA];

Potência aparente: 3 [kVA];

Corrente de chamada máxima: 10 [A].

Inversor (saída)

Corrente nominal: 6,9 [A];

Corrente transitória máxima: 10,4 [A];

Potência dissipada com carga nominal: 71 [W].

O inversor Altivar 31 tem em seu controle de disparo a técnica vetorial de fluxo.

Esta técnica produz uma saída trifásica com tensões e freqüência controladas de forma

independente, ou seja, não segue uma curva V/F pré-fixada. O fluxo magnético do motor é

mantido constante e o torque do eixo do motor é controlado atuando-se na corrente rotórica

do motor.

Inversores vetoriais se utilizam dos parâmetros do motor como, resistências

elétricas, indutâncias, correntes nominais do rotor e estator, em sua programação. Como

esses dados são de difícil acesso alguns inversores dispõem de sistemas de ajustes

automáticos denominados "Auto-tunning", de modo a poder realizar o seu trabalho mesmo

que o usuário não tenha tais informações.

Diferentemente do controle escalar onde uma queda de velocidade é necessária

quando se deseja aumentar o torque, no controle vetorial de fluxo é imposta uma tensão e

uma freqüência adequada de maneira a compensar a queda de velocidade quando se deseja

aumento do torque.

3.3.3.1) Características de conjugado

As curvas apontadas na figura 3.21 definem o conjugado em regime permanente e o

conjugado transitório versus freqüência disponíveis para motores auto-ventilados ou moto-


79

ventilados. A diferença reside unicamente na capacidade do motor de fornecer um

conjugado permanente elevado abaixo da metade da velocidade nominal.

Figura 3.21 – Curvas de conjugado para o inversor de freqüência

Onde:

1 - Motor auto-ventilado: conjugado útil permanente;

2 - Motor moto-ventilado: conjugado útil permanente;

3 – Conjugado transitório: 1,7 a 2 Cn;

4 - Conjugado em sobre-velocidade com potência constante.

Deve-se salientar ainda que o inversor pode alimentar qualquer motor de potência

inferior àquele para o qual foi previsto. Para potências de motores superiores à capacidade

nominal do inversor, deve-se assegurar que a corrente absorvida não ultrapasse a corrente

de saída permanente do inversor.

3.3.3.2) A ação do inversor em situações de falha

• Gestão das falhas: Há diferentes modos de funcionamento em situações de

falhas, por exemplo: parada por inércia; o inversor assume uma velocidade de

segurança; o inversor conserva a velocidade que havia no momento da falha até

o desaparecimento desta; parada por rampa e parada rápida.

• As falhas rearmáveis: sobre-aquecimento do inversor; sobre-aquecimento do

motor; falha da rede; falhas externas; perda de sinal 4-20 mA.


80

• Rearme das falhas: permite o rearme das falhas por uma entrada lógica.

• Eliminação de todas as falhas: esta função permite o rearme de todas as

falhas, inclusive devido às proteções térmicas (funcionamento forçado) e pode

provocar danos do inversor.

• Parada controlada na falta de rede: permite o controle da parada do motor na

falta de rede.

3.3.4) O medidor de grandezas elétricas

O multimedidor Power Logic Meter PM 850, de fabricação da Schneider Electric,

utilizado para monitoração das bancadas do LAMOTRIZ, substitui medidores

convencionais como amperímetros, voltímetros e medidores de potência e energia. Esta

central de medida é equipada com comunicação RS-485 para sua integração com qualquer

sistema de controle e supervisão de potência. O System Manager™ Software (SMS) da

POWERLOGIC, foi desenvolvido para controlar e supervisionar sistemas, é indicado para

as funções avançadas do medidor [47].

O esquema da figura 3.22 é a representação do multimedidor e, de acordo com a

numeração indicada, as partes são detalhadas a seguir.

Figura 3.22 – Representação do multimedidor

1. Conector de alimentação da central de medida;

2. Entradas de tensão: conexões de medição de tensão;


81

3. Conector E/S: conexões de saída/entrada digital;

4. LED verde: indicação de que o medidor está ativado;

5. Porta RS-485 (COM1): é utilizada para as comunicações com o sistema de

supervisão e controle.

6. Conector de módulos opcionais;

7. Entradas de grandezas.

3.3.4.1) Funções de medição:

a) Leituras em tempo real

O componente mede correntes e tensões e registra em tempo real os valores

eficazes das grandezas mencionadas tanto nas fases como fase e neutro. A partir destes

valores calculam-se o fator de potência, potência ativa, potência reativa, etc.

A seguir estão listadas algumas das leituras em tempo real e, que são atualizadas a

cada segundo:

• Corrente

Por fase: de 0 a 32767 A;

De neutro: de 0 a 32767 A;

Média trifásica: de 0 a 32767 A;

% desequilíbrio: de 0 a 100,0%.

• Tensão

Fase / fase (por fase): de 0 a 1200 kV;

Fase / fase (média trifásica): de 0 a 1200 kV;

Fase / neutro (por fase): de 0 a 1200 kV;

Fase / neutro (media trifásica): de 0 a 1200 kV;

% desequilíbrio: de 0 a 100,0%.

• Potência ativa

Por fase: de 0 a ± 3276,70 MW;

Total trifásico: de 0 a ± 3276,70 MW.

• Potência reativa

Por fase: de 0 a ± 3276,70 MVAr;

Total trifásico: de 0 a ± 3276,70 MVAR.

• Potência aparente


82

Por fase: de 0 a ± 3276,70 MVA;

Total trifásico: de 0 a ± 3276,70 MVA.

• Fator de potência (real)

Por fase: de –0,002 a 1,000 a +0,002;

Total trifásico: de –0,002 a 1,000 a +0,002.

• Freqüência

45 – 65 Hz: de 23 a 67 Hz;

350 – 450 Hz: de 350 a 450 Hz.

b) Leituras de demanda

O medidor oferece diversas leituras de demanda, incluindo as leituras de demandas

atuais e as demandas prognosticadas, as quais estão definidas a seguir:

• Demanda média de corrente;

• Demanda de potência ativa;

• Demanda de potência reativa;

• Demanda de potência aparente.

c) Leituras de energia elétrica

O medidor PM850 calcula e armazena valores de energia acumulados para energia

ativa e reativa (kWh e kVArh) que entra ou sai da carga, e também acumula energia

aparente total.

d) Valores de análises de energia elétrica

O medidor de grandezas elétricas proporciona ainda, uma série de valores que

podem ser empregados para detectar problemas de qualidade de energia elétrica, tais como:

• THD (Distorção Harmônica Total) – tensão e corrente: Trifásico, por fase e

de neutro => de 0 a 3276,7%.

• Tensões fundamentais (por fase):

Magnitude: de 0 a 1200 kV;

Ângulo: de 0,0 a 359,9°.

• Correntes fundamentais (por fase):


83

Magnitude: de 0 a 32767 A;

Ângulo: de 0,0 a 359,9°.

• Outros:

Potência ativa fundamental (por fase, trifásica); de 0 a 32767 kW;

Potência reativa fundamental (por fase): de 0 a 32767 kVAr;

Fator de Potência (por fase, trifásico): de –0,002 a 1,000 a +0,002;

Rotação de fases;

Desequilíbrios de corrente e tensão;

Magnitudes de harmônicos individuais: de 0 a 327,67%;

Ângulos de harmônicos individuais: de 0,0° a 359,9°;

3.3.4.2) Captura de formas de onda

A captura de formas de onda pode ser realizada manualmente ou mediante o

disparo de um alarme para analisar harmônicos estáveis. Esta forma de onda proporciona

informações sobre harmônicos individuais e totais que, são calculados até o harmônico de

ordem 63. Também calcula a distorção harmônica total (THD) e outros parâmetros

referentes à qualidade da energia. A aquisição de dados obtém um máximo de cinco

capturas individuais de três ciclos cada com 128 amostras por ciclo.

Utilizando o software SMS de um computador remoto, é possível realizar a captura

de formas de onda. Esta pode ser para as três fases ou pode-se ampliar uma forma de onda,

que inclui um banco de dados com informações sobre harmônicos. A central de medidas

pode, ainda, armazenar múltiplas formas de onda capturadas em sua memória. O número

máximo de formas de onda que podem ser armazenadas é cinco.

3.3.5) Controlador lógico programável - CLP

Os processadores das plataformas de automação Premium TSX P57 controlam uma

estação autônoma completa formada por módulos de entradas/saídas digitais, analógicas e

módulos de funções especiais. A CPU executa a leitura dos status (condições ou estados)

dos dispositivos de entrada por meio dos módulos de I/O Esses status são armazenados na

memória (RAM) para serem processados pelo Programa de Aplicação desenvolvido pelo


84

usuário e armazenado em memória RAM, EPROM ou EEPROM no CLP. Neste caso a

linguagem utilizada foi a Ladder. Após a execução do Programa de Aplicação, o

processador atualiza os dispositivos de saída por meio dos Módulos de entrada e saída,

realizando a lógica de controle [48].

A Tabela 3.2 aponta os itens presentes no conjunto que forma o controlador lógico

programável utilizado o Laboratório de Sistemas Motrizes:

Tabela 3.2 – Componentes utilizados no CLP

Item Referência Descrição

01 TSXP571634M CPU Premium UNITY N1 ETH 96KB

02 TSXPSY2600M Modulo fonte alimentação TSX57 10

03 TSXRKY12 Rack Standard

04 TSXDEY16D2 Placa 16 entrada digital 24Vcc com borneira

05 TSXDSY16R5 Placa 16 saída digital a rele com borneira

06 TSXAEY800 Placa 8 entrada analógica 0-10V/4-20MA

07 TSXASY800 Placa 8 saída analógica 0-10V/4-20MA

08 TSXAEY414 Placa entrada analógica multigama 16BI

De modo mais detalhado os itens do CLP são descritos a seguir:

• CPU - Unidade Central de Processamento: compreende o processador

(microcontrolador ou processador dedicado) o sistema de memória (ROM e

RAM) e os circuitos auxiliares de controle.

• Módulos de entrada e saída (I/O): podem ser discretos (sinais digitais: 12

VDC, 110VAC, contatos normalmente abertos, contatos normalmente

fechados) ou analógicos (sinais analógicos: 4 a 20 mA, 0 a 10VDC).

• Fonte de alimentação: responsável pela tensão de alimentação fornecida à

CPU e aos módulos de I/O.

• Base ou Rack: proporciona conexão mecânica e elétrica entre a CPU, os

módulos de I/O e a fonte de alimentação. Contém o barramento de

comunicação entre eles, no qual os sinais os sinais de dados, endereço, controle

e tensão de alimentação estão presentes.


85

3.4) Sistema supervisório

O sistema supervisório responsável pelos comandos e acionamentos utilizado no

LAMOTRIZ – Laboratório de Sistemas motrizes da Universidade Federal de Uberlândia -

UFU é o InduSoft Web Studio 6.1 SP2. Sua configuração visa a realização do controle de

todo o processo e a apresentação dos dados de monitoramento em tempo real através da

rede de dados Modbus Ethernet.

Ao acessar o sistema supervisório, será apresentada a tela indicada pela figura 3.23.

Figura 3.23 – Tela inicial do sistema supervisório

A partir da tela inicial, tem-se acesso a uma tela principal para cada bancada, o

desenho esquemático da figura 3.24 mostra a tela de apresentação da bancada da bomba

centrífuga. Cada elemento constituinte da bancada (multimedidor, acionamento, carga, etc)

é acessível através um atalho para abertura das telas de monitoração, ou seja: comando,

temperatura, gráficos, medições e banco de dados. A tela fornece, também, informações

específicas de cada bancada como, por exemplo, torque, velocidade, pressão, vazão, etc.


86

Figura 3.24 – Apresentação da bancada da bomba centrífuga na tela do supervisório

Na figura 3.25 está representada a tela de comandos, nela tem-se acesso aos

sistemas de partida direta, suave e por inversor de frequência. Esta tem seus parâmetros

determinados pelo supervisório. Desta forma, o tempo de rampa de subida e descida, a

velocidade e demais parâmetros referentes às características operacionais das máquinas

deverão ser configurados através de tela específica no supervisório de cada bancada.

Figura 3.25 – Tela de comando


87

A obtenção de dados em tempo real é posssível via janela de medições, como

indicado na figura 3.26. Esta tela trabalha exclusivamente com grandezas elétricas, como

por exemplo, tensão, corrente, potência, fator de potência, etc.

Figura 3.26 – Janela de medições de grandezas elétricas

Além das informações apresentadas diretamente na tela (medições), o sistema

também oferece dados numéricos via banco de dados pelo atalho BD, na tela pricincipal da

bancada, conforme a figura 3.27. Complementando ainda, é possível a construção de

gráficos de parâmetros do sistema em função do tempo, como indicado na figura 3.28 e,

seu acesso é permitido pela janela denominada de gráficos.


88

Figura 3.27 – Banco de dados do sistema supervisório

Figura 3.28 – Tela de apresentação de parâmetros x tempo

Compor

de enr

inform

válvul

figura

rtamento elétrico

Finalmente

rolamento e

mações chega

3.4.1) O co

A partir da

la de vazão,

3.31.

Figura 3.30 – I

o, mecânico e hid

e, em tela es

e carcaça do

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Figura 3

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89

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P – control

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D – contro

SP – Set P

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MV – Vari

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P = 100

I = 100

D = 100

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e precisão. O

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ste

Os


91

MV de 0 a 100%.

Ao se possibilitar o controle de vazão via estrangulamento de válvula e via variação

de velocidade, permite-se comparar o efeito das grandezas envolvidas no processo nos dois

casos. Com a utilização do inversor de freqüência, o sistema permite ainda, que se faça a

escolha da vazão e, via CLP, buscar, automaticamente, a velocidade necessária no

conversor para a obtenção da vazão desejada.

3.5 – Dinamômetro

Para aparecer a tela do dinamômetro, um dos motores deverá estar acoplado no

equipamento, portanto, com um motor acoplado ao dinamômetro aparecerá a tela indicada

na Figura 3.32.

Figura 3.32 – Tela do dinamômetro no supervisório

A exemplo da bomba centrífuga, o dinamômetro também tem seus valores de PID

pré-ajustados, estes estão listados a seguir:

P = 50

I = 100


92

D = 0

Faixas:

SP de 0 a 10 Nm;

MV de 0 a 100%.


A planta industrial do sistema de bombeamento apresentada e discutida ao longo

deste capítulo, oferece várias possibilidades de estudos e ensaios experimentais, dentre os

quais, pode-se citar:

• Levantamento da curva característica da bomba, ou seja, conjugado no eixo em

função de sua rotação;

• Levantamento da curva característica dos motores (convencional e alto-

rendimento), ou seja, conjugado no eixo em função de sua rotação;

• Estudo da eficiência energética dos motores sob diferentes condições de carga;

• Estudo da eficiência energética através da comparação dos motores da linha

padrão e alto-rendimento;

• Estudo da eficiência energética dos motores em função da variação da vazão da

bomba (estrangulamento da válvula);

• Estudo de eficiência energética dos motores em função da utilização de inversores

de freqüência, através da variação de velocidade do conjunto motor-bomba;

• Comparação entre as grandezas elétricas e mecânicas considerando as partidas

direta, suave e inversor de freqüência.

• Levantamento das curvas de todos os parâmetros elétricos e mecânicos

monitorados em função do tempo de funcionamento do conjunto motor-bomba.


93

Capítulo 4

Ensaios de Laboratório realizados na Estação de Trabalho

do Sistema de Bombeamento

4.1) Introdução

Neste capítulo são abordados alguns aspectos de eficiência energética relativos às

medições e ensaios executados no Laboratório de Sistemas Motrizes da UFU, mais

especificamente o sistema de bombeamento, o qual já foi descrito no capítulo anterior.

Dessa forma, são apresentados, discutidos e analisados os cálculos necessários à sua

fundamentação. São também abordados, o estudo do rendimento de motores, onde as

normas reconhecem como válidas as variações de rendimento, bem como as justificativas

desta diferença nem sempre ser perceptível, em motores de pequeno porte, quando

comparados com a linha padrão e alto rendimento.

Complementando os aspectos anteriores, o objetivo deste capítulo é mostrar a

metodologia de comparação do desempenho de sistemas de bombeamento controlados por

válvulas de estrangulamento e a utilização de inversores de freqüência no controle da

vazão. Adicionalmente, identificar a redução do consumo de energia elétrica bem como as

justificativas para a escolha de um sistema em detrimento do outro.

4.2) O sistema de bombeamento

4.2.1) Os motores: alto-rendimento e convencional

a) Rendimento de placa


94

O rendimento marcado na placa de um motor representa o nominal médio de uma

grande quantidade de motores do mesmo projeto e, devido a isso, apresenta limites de

tolerância. Segundo a NBR 7094/1996, não há um limite superior de tolerância de

rendimento para valores acima do marcado no motor. Porém, para valores inferiores, os

limites de tolerância para motores devem obedecer aos seguintes critérios [30]:

1) Para rendimentos marcados tal que η ≥ 0,851, o limite inferior de tolerância é

dado por 0,2 x (1-η);

2) Para rendimentos marcados tal que η < 0,851, o limite inferior de tolerância é

dados por 0,15 x (1-η);

b) O motor de alto rendimento do LAMOTRIZ

Modelo: G192961; Grau de Proteção: IP55; Isolação: F; Regime: S1; Potência

Nominal: 1,5 [cv]; Tensões: 220/380 [v]; Correntes: 4,02/2,33 [A]; Freqüência: 60 [Hz];

Rotação: 3390 [rpm]; (Ip/In): 7,5; Categoria: N; FS: 1,15; Rendimento: 82,5; cos φ: 0,87.

Como, η < 0,851, então o limite inferior de tolerância é dado por 0,15 x (1-η);

Assim:

η = 0,825 - 0,15 x (1 - 0,825) = 0,825 - 0,02625

E, portanto, um rendimento mínimo de 79,88%.

c) Motor Convencional do LAMOTRIZ

Modelo: HE36350; Grau de Proteção: IP55; Isolação: B; Regime: S1; Potência

Nominal: 1,5 [cv]; Tensões: 220/380 [v]; Correntes: 4,27/2,47 [A]; Freqüência: 60 [Hz];

Rotação: 3370 [rpm]; (Ip/In): 7,5; Categoria: N; FS: 1,15; Rendimento: 78,6; cos φ: 0,86.

Como, η < 0,851:

η = 0,786 - 0,0321

Assim, o rendimento mínimo permitido é de 75,39%.

c) Considerações sobre o rendimento de placa

Como evidenciado nos itens anteriores para motores de pequeno porte, onde a

diferença de rendimento entre motores convencional e da linha de alto-rendimento é

pequena, a aquisição do motor de maior rendimento pode não significar redução de

potência na entrada do motor uma vez que suas tolerâncias podem coincidir em um


95

determinado momento. Entretanto para motores de grande porte essa possibilidade é

mínima.

4.2.2) Altura manométrica

O diagrama referente ao sistema hidráulico da estação de trabalho de bombeamento

é mostrado na figura 4.1. Nesta figura é possível visualizar o diâmetro da tubulação, ¾ de

polegada, bem como, as alturas geométricas de sucção e recalque. A indicação da

localização dos vários sensores e atuadores presentes na linha também foram contemplados

pela figura 4.1, e os detalhes estão listados e ilustrados no capítulo 3, na tabela 3.1. A

tubulação de sucção tem 0,73 m de altura e um comprimento linear de tubulação de 1,24

m, a de recalque tem 1,17 cm de altura geométrica e 2,52 m de tubos instalados.

Figura 4.1 - Sistema hidráulico da estação de bombeamento

a) Cálculo das perdas localizadas

Para o cálculo de perdas localizadas foram utilizadas tabelas de conversão de perda

de carga nas conexões hidráulicas em comprimento equivalente de tubulação [29]. Estas


96

tabelas, recomendadas por fabricantes de tubos e conexões, que por serem de uso comum

não estão reproduzidas neste trabalho. A tabela 4.1 aponta os valores para as conexões

presentes na bancada.

Deve-se salientar ainda que os medidores e sensores presentes na estação de

trabalho e estudo em questão, que não apresentaram em seus manuais a perda de carga

localizada, teve seu valor estimado como o de uma conexão em “T” com passagem direta.

A solução mostrou-se coerente na medida em que os cálculos foram sendo desenvolvidos.

Tabela 4.1 – Valores de comprimento equivalente para as conexões presentes na bancada

Componente Quant. Comp. Eq. Unit. Comp. Eq. Total

União 1 0,01 0,01

Saída de canalização 1 0,5 0,5

Curva de 90° 4 0,4 1,6

Joelho 90° 4 0,7 2,8

Tubo em S 1 0,8 0,8

T - passagem direta 3 0,4 1,2

T - passagem lateral 1 1,4 1,4

Válvula globo 1 6,7 6,7

Registro de ângulo 1 3,6 3,6

Luva de redução 2 0,29 0,58

Válvula de crivo 1 5,6 5,6

Total 24,79 metros

b) Perda de carga distribuída

i) Utilização de tabelas

O atrito exercido na parede interna do tubo quando da passagem do fluído pelo seu

interior também provoca perdas, a tabela 4.2 mensura essas perdas através de coeficientes,

um valor percentual somado ao comprimento total da tubulação, em função do diâmetro

interno da mesma e da vazão desejada [29]. Na referida tabela, 36,5 é o valor percentual de

tubulação a ser somado ao comprimento linear de tubos instalados.


97

Tabela 4.2 – Valores de perda de carga nas tubulações

Perda de carga em tubulações de ferro fundido (%)

Vazão m3/h 3/4" 1" 1 1/4" 1 1/2" 2"

0,5 1,3 0,4 0,1 0,1

1 4,8 1,6 0,4 0,2 0,1

1,5 10,1 3,4 0,9 0,4 0,1

2 17,2 5,8 1,5 0,7 0,2

2,5 26,1 8,8 2,3 1,1 0,3

3 36,5 12,3 3,2 1,5 0,5

3,5 48,6 16,4 4,2 2 0,6

4 62,2 21 5,4 2,6 0,8

4,5 77,3 26,1 6,7 3,2 1

5 94 31,7 8,1 3,9 1,2

Assim, a perda de carga na tubulação = (Comprimento linear da tubulação +

Comprimento equivalente) x Fator de perda de carga.

Perda de carga = (3,76 + 24,79) x 0,365 = 10,42 mca

Para a altura manométrica (H), tem-se a soma das perdas de carga e altura

geométrica:

H = 1,9 + 10,42 = 12,32 mca

ii) Pelo método de Hazen-Willians

Pela formulação de Hazen-Willians e tomando-se como base a equação (4.1), o

resultado para altura manométrica total é ligeiramente inferior para uma vazão de 3m3/h.

, . , ., , (4.1)

Onde:

Q = Vazão em m3/s;

L = Comprimento da tubulação em m;

C = Representa o estado de conservação das paredes do tubo;


98

D = Diâmetro da tubulação.

H = 9,46 mca

iii) Método de Darcy-Weisbach

A expressão (4.2) utilizada foi a chamada “fórmula de Darcy-Weisbach”, onde

apresenta uma conceituação mais precisa e é recomendada pela Norma Brasileira (ABNT -

NBR 12218 - Projeto de rede de distribuição de água para abastecimento público).

Também é mais utilizada na Europa [33].

..

. (4.2)

Onde, na expressão, “g” é a aceleração da gravidade local e “f” é o fator que

procura representar o estado de conservação das paredes internas da tubulação.

O fator “f” pode ser calculado pela equação (4.3), e associa o coeficiente de

rugosidade interna do tubo (ε), que varia para o aço galvanizado novo entre 0,102 a 4,6

[33] com o Número de Reynolds (Re).

,

.,,

(4.3)

Por sua vez, Re é um número adimensional que retrata o tipo de movimento de um

fluido: se laminar ou turbulento. É calculado em função da velocidade do escoamento (U),

do diâmetro interno da tubulação e do coeficiente de viscosidade cinemática do fluido (ν),

e é representada pela equação (4.4):

.

(4.4)

O escoamento é considerado turbulento quando esse número é superior a 4000 e laminar quando é inferior a 2000, havendo uma zona considerada de transição entre esses dois limites.

A referência [33] recomenda o coeficiente de viscosidade cinemática da água (ν) a

uma temperatura ambiente de 20o de 1x10-6. Assim:

Re = 46051,78

De posse de todos os dados necessários, a equação (4.2) apresenta como resultado:


99

H = 16,66 mca

Observação: Para os três métodos utilizados para o cálculo da altura

manométrica, apenas nos de perdas distribuídas foram utilizados métodos diferenciados.

Para perda de carga localizada foi utilizado o método dos comprimentos equivalentes.

4.2.3) Curva de carga do sistema

Para o cálculo da curva de carga do sistema mostrada na figura 4.2, foi utilizada a

formulação de Darcy-Weisbach, por ser a recomendada pela ABNT - NBR 12218.

Deve-se salientar que essa curva tem influência da ação da válvula de

estrangulamento. O limite de vazão em 3 m3/h é imposto pela válvula e, portanto, mais

uma perda localizada foi somada a altura manométrica, essa carga de pressão adicional

corresponde a 4,34 mca. Assim:

H = 16,66 + 4,34 ≈ 21 mca

Figura 4.2 – Curva de carga do sistema de bombeamento do LAMOTRIZ

4.2.4) Determinação do NPSH e verificação de cavitação

Os parâmetros mencionados são calculados com base na equação (4.5).

(4.5)

0

5

10

15

20

25

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Q

H


100

Onde:

Ho = Pressão atmosférica local, em mca, mostrado na tabela 4.3;

h = Altura de sucção, em metros (dado da instalação);

hs = Perdas de carga no escoamento pela tubulação de sucção, em metros;

R = Perdas de carga no escoamento interno da bomba, em metros (dados do

fabricante);

Hv = Pressão de vapor do fluído escoado, em metros conforme tabela 4.4;

Tabela 4.3 - Pressão atmosférica para determinadas altitudes

Altitude em relação ao mar (m)

0 150 300 450 600 750 1000

Pressão Atmosférica (mca)

10,33 10,16 9,98 9,79 9,58 9,35 9,12

Tabela 4.4 – Pressão de vapor da água para determinadas temperaturas

Temperatura da água (ºC) 0 4 10 20 30 40 50 60 80 100

Pressão de vapor da água (mca) 0,062 0,083 0,125 0,239 0,433 0,753 1,258 2,033 4,831 10,33

Para o correto entendimento das características da instalação é usual o

desmembramento dos termos da fórmula anterior, a fim de obterem-se os dois valores

característicos (instalação e bomba) [37]. Nestas condições, tem-se que:

Ho - Hv - h - hs = NPSHd (disponível), característica da instalação hidráulica; e

R = NPSHr (requerido), característica da bomba, determinada em seu projeto de

fábrica e, fornecido pelo fabricante através das curvas características das bombas (curva de

NPSH);

a) NPSHr

Conforme mostrado na curva característica da figura 4.3 e, extrapolando os pontos

na busca da vazão de 3m3/h, encontra-se:

NPSHr = 0,8 mca


101

(fonte: catálogo do fabricante)

Figura 4.3 – Curva vazão x NPSH

b) NPSHd

Para o cálculo desta grandeza, deve-se lembrar que:

NPSHd = Ho - Hv – h - hs

Onde:

Ho ≈ 9,25 (Pressão atmosférica na cidade de Uberlândia a 863 metros de altitude -

tabela 4.3);

Hv = 0,433 (Pressão de vapor d’água para 300C - tabela 4.4);

h = 0,73 metros (Altura sucção);

hs = 3,04 metros (Perda calculada para o atrito na sucção).

Nestas condições, tem-se que:

NPSHd = 9,25 - 0,433 - 0,73 - 3,04 = 5,047 mca

O fabricante Schneider Motobombas, fornecedor da bomba centrífuga utilizada no

LAMOTRIZ, recomenda que NPSHd seja maior que (NPSHr + 0,6), para que seja evitado

o efeito de cavitação na bomba. Os cálculos mostram que ainda, tem uma reserva de vazão

na qual pode-se trabalhar sem que ocorra tal efeito indesejado.

4.2.5) Potência absorvida (BHP) e rendimento (η)

BHP é a potência absorvida pela bomba para o transporte de um fluído com uma

vazão desejada, a uma determinada altura e com o rendimento esperado. A obtenção da


102

potência motriz é necessária para se chegar ao motor de acionamento da bomba, cuja

expressão matemática é expressa por:

. . , (4.6)

Onde:

BHP = Potência motriz absorvida pela bomba, em cv;

Q = Vazão desejada, em m3 /h;

H = Altura de elevação, em mca;

0,37 = Constante para adequação das unidades;

ηb = Rendimento da bomba, esperado ou fornecido através da curva característica

em valores percentuais (%).

Ao se trabalhar com a bomba centrifuga próxima ao seu ponto de melhor

rendimento, como indicado em vermelho na figura 4.4, obtém-se um rendimento

aproximado de 60%. Esse valor pode ser conferido pela aplicação da equação 4.6,

tomando-se como base os seguintes parâmetros:

. , . ,

,

ηb = 60,43%

Ou ainda, pode-se obter o rendimento pela equação 4.7, como indicada pela

referência [27]:

. ..

(4.7)

Onde:

BHP => cv

Q => m3/s

H => m

γ => kgf/m3

Compor

aproxi

e o ren

do LA

mecân

rtamento elétrico

De posse d

ηb = 60,49

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ηb = 19,17

4.2.6) Os c

O gráfico m

AMOTRIZ, d

nico da bomb

o, mecânico e hid

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94%

4.4 – Curva qu

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, 60%.

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7%

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ba centrífug

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dos a partir d

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103

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esmo process

a

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cia

ão

do

so


104

de medições, também foi estimado o tempo de partida ou de aceleração (ta = 6±1 s) para o

motor da linha padrão. De posse desses valores, foi calculado o momento de inércia da

carga, a partir da equação (4.7).

2. . . (4.7)

Onde:

n = rotação em rps;

Jm = momento de inércia do motor;

Jc = momento de inércia da carga;

Cmm = Conjugado médio do motor;

Ccm = Conjugado médio da carga;

Figura 4.5 – Curva de conjugado mecânico x velocidade angular da bomba centrífuga

Tomando-se como base as equações apresentadas e discutidas no capítulo 3, pode-

se calcular os conjugados médios do motor e da bomba e consequentemente o seu

momento de inércia.

Ccm = Creg x (1/3) = 1,06 Nm

Cmm = 0,5.(Cp + Cmax) = 9,54 Nm

Jm = 0,00079 kgm2

Jc = 0,143385kgm2


105

4.3) A eficiência energética pela comparação entre os motores da

linha padrão e de alto-rendimento utilizando a válvula de

estrangulamento

As tabelas 4.5 e 4.6 registram os valores obtidos para grandezas elétricas no

LAMOTRIZ para os motores convencional e de alto-rendimento, respectivamente. Para

obtenção destas vazões, usou-se apenas o método de estrangulamento de válvula e

posteriormente foram coletados os valores. O objetivo foi avaliar o consumo de energia

elétrica apenas pela comparação entre o uso do motor da linha padrão e da linha alto-

rendimento.

Tabela 4.5 – Valores elétricos do motor da linha padrão

Q (m3/h) V (V) I (A) FP P (W) Q (VAr) S (VA) η

0,5 219 3 0,74 855 770 1153 0,77

1 219,2 3,2 0,76 919,43 777 1201 0,774

1,5 219,2 3,3 0,78 971,7 788 1250 0,776

2 218,9 3,4 0,79 1008,5 791 1288 0,778

2,5 218,8 3,6 0,8 1082 802 1338 0,78

3 218,9 3,8 0,82 1140 816 1417 0,782

Tabela 4.6 – Valores elétricos do motor de alto-rendimento

Q (m3/h) V (V) I (A) FP P (W) Q (VAr) S (VA) η

0,5 218,3 2,7 0,77 801 663 1038 0,803

1 218,4 2,9 0,79 859 672 1089 0,805

1,5 218,8 2,9 0,79 891 682 1129 0,806

2 217 3 0,81 922 674 1127 0,807

2,5 218,5 3,3 0,82 1031,67 705 1237 0,81

3 215,8 3,4 0,82 1033 704 1233 0,81

A comparação entre a energia elétrica consumida pelos dois motores, conforme

mostra a tabela 4.7, mostra que de fato há uma redução do consumo, no caso do

laboratório, em média 10%.


106

Tabela 4.7 – Comparação de consumo de energia entre motores LP e AR

Q(m3/h) P(W) Dias Horas Energia Economia%

LP 1,5 971,7 30 24 699624 -9,05724

AR 1,5 891 30 24 641520

LP 2 1008,5 30 24 726120 -9,38178

AR 2 922 30 24 663840

LP 3 1140 30 24 820800 -10,35818

AR 3 1033 30 24 743760

Um outro aspecto ao qual se deve atentar quando se pretender trocar um motor

convencional por um da linha alto-rendimento, é que nestes, em geral, a velocidade é

ligeiramente superior. Tal fato pode reduzir a economia de energia elétrica prevista em

cálculos e retardar o tempo de retorno de investimento, quando se tratar de carga

centrífuga.

Para os motores do LAMOTRIZ, 3370 rpm e 3390 rpm, são as velocidades no eixo

dos motores, sendo a maior para o motor de alto-rendimento. Pelas equações de

similaridade, (2.13) a (2.16) no capítulo 2, percebem-se que todos os parâmetros variam

com a velocidade.

Assim, por exemplo, em um sistema de bombeamento, como representado na figura

4.4, teria sua condição ideal de trabalho tomando-se como base os seguintes parâmetros:

Q = 10 m3 / h

H = 24,5 mca

ηb = 60%

BHP = 1104 W

Com a variação da velocidade imposta pelo motor de alto rendimento e aplicando

as leis de afinidade, determinam-se as outras condições de operação do sistema de

bombeamento, ou seja:

Q = 10,06 m3 / h

H = 24,79 mca

BHP = 1123,77 W


107

Supondo-se que a pequena variação dos parâmetros não afete o funcionamento do

sistema, a potência na entrada do motor de alto rendimento é calculada conforme a

expressão a seguir:

P = 1123,77 / 0,825 = 1362,15 W

Desta maneira, encontra-se para a potência absorvida pelo motor, um valor maior

que a sua potência elétrica nominal (1338,18 W).

Portanto, há um incremento de 23,97 W, o qual é exigido pela carga mecânica.

Neste sentido, ao se proceder a comparação entre os motores de alto-rendimento e

convencional, na sua condição nominal, a redução de potência elétrica instalada é de 66,4

W. Neste contexto, o incremento de 23,97 W exigido pela carga centrífuga, quando

acionada pelo motor de alto-rendimento é representativo. Caso o sistema seja monitorado

de modo a garantir uma vazão constante, existirá ainda, uma maior atuação da válvula de

estrangulamento, o que provocará alteração na curva de carga do sistema acarretando em

maiores perdas.

4.4) Comparação da eficiência energética utilizando inversores de

freqüência

A utilização do inversor de freqüência, em cargas centrífugas, nas quais são

necessários vários valores de vazão, possibilita grande economia de energia elétrica

quando comparada com a mesma vazão obtida pelo estrangulamento de válvula. As tabelas

4.8 e 4.9 relacionam velocidade com a vazão e apontam os efeitos nos outros parâmetros

do sistema de bombeamento, para acionamento com motor de linha padrão e alto

rendimento, respectivamente.

Tabela 4.8 – Variação da velocidade em função da vazão com um motor LP

Q (m3/h) H (kgf/cm2) n (rpm) I (A) V (V) P (W) FP C (Nm)

1,5 0,45 1700,43 1,2 219,2 238 0,88 0,61

2 0,9 2193,57 1,9 218,8 409 0,88 0,97

2,5 1,3 2642,71 2,8 217,8 635 0,92 1,43

3 1,7 3135,75 4,1 218,3 1013 0,92 2,09


108

Tabela 4.9 – Variação da velocidade em função da vazão com um motor AR

Q (m3/h) H (kgf/cm2) n (rpm) I (A) V (V) P (W) FP C (Nm)

1,5 0,4 1693,2 1,1 218,5 209 0,87 0,56

2 0,8 2154,2 1,7 217,9 355 0,9 0,87

2,5 1,2 2590,86 2,6 217,7 570 0,9 1,34

3 1,7 3127 3,8 217,6 909,13 0,92 1,94

A comparação entre as tabelas 4.8 e 4.5 está indicada na tabela 4.10, enquanto a

comparação entre as tabelas 4.9 e 4.6 está ilustrada na tabela 4.11. Destas comparações

vêm a justificativa principal para o uso de inversor de freqüência de modo a controlar a

vazão pela variação da velocidade em detrimento do processo pelo qual se aciona válvulas

de estrangulamento com o mesmo objetivo. Quanto mais distante da condição nominal

mais se percebe a redução da potência instalada e seu conseqüente efeito sobre a energia

elétrica contabilizada na fatura da concessionária de energia elétrica.

Tabela 4.10 – Comparação de consumo entre inversor de freqüência e válvula de estrangulamento no

controle de vazão com a utilização do motor LP

Q(m3/h) p(kgf/cm2) P(W) Dias Horas Energia Economia %

Inversor 1,5 0,4 238 30 24 171360 75,5

Válvula 1,5 2,8 971,7 30 24 699624

Inversor 2 0,9 409 30 24 294480 59,4

Válvula 2 2,6 1008,5 30 24 726120

Inversor 2,5 1,3 635 30 24 457200 41,3

Válvula 2,5 2,5 1082 30 24 779040

Inversor 3 1,8 1013 30 24 729360 11,1

Válvula 3 2,1 1140 30 24 820800


109

Tabela 4.11 – Comparação de consumo entre inversor de freqüência e válvula de estrangulamento no

controle de vazão com a utilização do motor AR

Q(m3/h) p(kgf/cm2) P(W) Dias Horas Energia Economia%

Inversor 1,5 0,4 209 30 24 150480 78,3

Válvula 1,5 2,6 965 30 24 694800

Inversor 2 0,8 355 30 24 255600 65,9

Válvula 2 2,5 1041 30 24 749520

Inversor 2,5 1,2 570 30 24 410400 47,7

Válvula 2,5 2,3 1091 30 24 785520

Inversor 3 1,7 909,13 30 24 654573,6 23,9

Válvula 3 2,1 1195 30 24 860400

Para uma vazão de 3m3/h, valor limítrofe da estação de trabalho do LAMOTRIZ da

UFU, a economia encontrada é devida ao fato de que é necessária uma limitação de vazão

produzida pela válvula globo ali existente. Nesta condição, a economia de energia elétrica

atingiu 23,9%, quando o motor utilizado foi o de alto-rendimento, enquanto que para a

mesma vazão a economia foi 11,1% quando a operação foi realizada com o motor

convencional. Uma análise para outras vazões é quantificada facilmente comparando-se as

tabelas 4.10 e 4.11.

Graficamente, a figura 4.6 demonstra os efeitos causados pelo inversor de

freqüência e pela válvula globo de contorno, responsável pelo controle de vazão por

estrangulamento. As curvas representativas de variação de velocidade são denominadas na

figura 4.6, relacionada ao motor convencional, como 60 Hz, 45Hz e 30 Hz, os efeitos do

método de estrangulamento de válvula, representado pelas curvas do sistema, onde a curva

em azul representa a condição nominal da bancada, enquanto as outras curvas do sistema

indicadas com os sub-índices 2 e 3 apontam vazões de 2,5 e 2 m3/h na curva de bomba

para 60 Hz.


110

Figura 4.6 – Efeitos causados pela variação de velocidade e pelo estrangulamento

de válvula para um sistema acionado pelo motor LP

A figura 4.7 é similar à figura 4.6, porém, nesta o sistema é acionado por um motor

de alto-rendimento. O estudo aqui demonstrado apresenta as curvas para 60 Hz e 38 Hz, no

inversor de freqüência, portanto para velocidades de 3390 rpm e 2150 rpm

respectivamente.

Figura 4.7 – Efeitos causados pela variação de velocidade e pelo estrangulamento

de válvula para um sistema acionado pelo motor AR

Fica evidente, nas curvas encontradas via medições em laboratório, o efeito sobre o

consumo de energia elétrica no sistema de bombeamento da estação de trabalho. Um

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3Q (m3/h)

H (m

ca)

60Hz 45Hz30Hz Curva do sistemaCurva do sistema 2 Curva do sistema 3

05

10

15202530

3540

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Q (m 3/h)

H (m

ca)

60Hz 38 Hzcurva do sistema curva do sistema 2


111

estudo dos gráficos apresentados indica o melhor método a ser utilizado no controle de

vazão.

Nas figuras 4.8 e 4.9, observa-se as comparações entre os dois métodos de controle

por meio de gráficos de potência elétrica de entrada em função da vazão. Aqui também,

está contemplado o acionamento por ambos os motores. Pela análise destas figuras, nota-se

a grande diferença na potência exigida para valores menores que a vazão nominal, quando

observados os dois métodos de controle e a tendência a se igualarem em condições

próximas às nominais.

Figura 4.8 – Potência versus vazão utilizando motor LP

Figura 4.9 – Potência versus vazão utilizando motor AR

Deve-se aclarar aqui que a potência referente à alimentação do inversor de

freqüência esta contabilizada, ainda assim, para a condição mais distante do regime de

trabalho, ou seja, vazão de 1,5 m3/h encontrou-se, em média, 77% de economia de energia


112

elétrica quando comparado com a metodologia utilizando válvulas de estrangulamento.

Assim, demonstra-se que o efeito da variação de velocidade é consistente para cargas

centrífugas e neste caso deve ser utilizada sempre que possível.

4.5) Estudo das leis de afinidade para cargas centrífugas

4.5.1) As leis de afinidade aplicadas ao sistema de bombeamento do

LAMOTRIZ

Freqüentemente é necessário estimar as condições de trabalho de um sistema

centrífugo sem que se possam realizar medições diretas, como é o caso das maiorias das

aplicações industriais. Neste sentido, para estas estimativas recorre-se as chamadas leis de

afinidade ou de similaridade, já detalhadas no capitulo 2 (equações 2.13 a 2.16).

Nas tabelas 4.12 e 4.13, os valores relacionados na coluna medido (1) e medido (2),

foram retirados das tabelas 4.8 e 4.9. A coluna calculado foi preenchida pela aplicação das

leis de afinidade sobre a coluna medido (1), ou seja, usou a velocidade nominal como

referência. Na última coluna está anotado o erro percentual obtido na comparação entre o

valor medido (2) e o valor calculado. No cálculo da potência, onde existe a influência do

consumo na alimentação do inversor de freqüência. Um maior erro ficou evidente. Para

amenizar esse efeito, na linha Pij SIF, onde SIF significa Sem Inversor de Freqüência,

foram abatidos 70 W referentes à alimentação deste equipamento. O erro para a potência

diminuiu, nas duas tabelas, para valores aceitáveis.

Outros efeitos que contribuíram para o maior erro na potência são: a variação do

rendimento para sistemas funcionando em velocidades diferentes daquela para o qual foi

projetado e o constante desequilíbrio nas tensões durante as medições. A relação entre

rendimentos é apontada na equação 2.18 e reescrita a seguir. Com o motor convencional

trabalhando em condições de carga nominal, seu rendimento é de 78,6%, porém quando se

procede a estimativa através da equação para uma rotação de 1700 rpm, a eficiência cai

para 76,6%. Para uma mesma condição, o motor de alto rendimento, que tem sua

eficiência em 82,5%, reduz o rendimento para 80,74% na mesma velocidade mencionada.

1 1,


113

Tabela 4.12 – Relações das leis de afinidade em um motor convencional

Calculado medido(1) medido(2) erro %

Q21 = 1,62672088 3 1,5 -8,44806

H21 = 0,499841711 1,7 0,45 -11,0759

P21 = 161,5045659 1013 238 32,14094

P21 SIF 150,3443294 943 168 10,50933

Q22 = 2,098607989 3 2 -4,9304

H22 = 0,831896037 1,7 0,9 7,567107

P22 = 346,7685052 1013 409 15,21552

P22 SIF 322,8062195 943 339 4,776926

Q23 = 2,528304233 3 2,5 -1,13217

H23 = 1,207438656 1,7 1,3 7,120103

P23 = 606,3643736 1013 635 4,509547

P23 SIF 564,4635778 943 565 0,094942

Tabela 4.13 – Relações das leis de afinidade em um motor de alto-rendimento

Calculado medido(1) medido(2) erro %

Q21 = 1,62443236 3 1,5 -8,29549

H21 = 0,49843632 1,7 0,45 -10,7636

P21 = 144,333494 909,13 209 30,94091

P21SIF 133,220293 839,13 139 4,158063

Q22 = 2,06670931 3 2 -3,33547

H22 = 0,80679872 1,7 0,8 -0,84984

P22 = 297,235317 909,13 355 16,27174

P22SIF 274,349182 839,13 285 3,737129

Q23 = 2,05946011 3 2,5 17,6216

H23 = 1,1670274 1,7 1,2 2,747717

P23 = 517,099578 909,13 570 9,280776

P22SIF 477,284623 839,13 500 4,543075


114

Outros efeitos que contribuíram para o maior erro na potência são: a variação do

rendimento para sistemas funcionando em velocidades diferentes daquela para o qual foi

projetado e o constante desequilíbrio nas tensões durante as medições. A relação entre

rendimentos é apontada na equação 2.18 e reescrita a seguir. Com o motor convencional

trabalhando em condições de carga nominal, seu rendimento é de 78,6%, porém quando se

procede a estimativa através da equação para uma rotação de 1700 rpm, a eficiência cai

para 76,6%. Para uma mesma condição, o motor de alto rendimento, que tem sua

eficiência em 82,5%, reduz o rendimento para 80,74% na mesma velocidade mencionada.

1 1,

4.5.2) Obtenção das curvas características para diversas velocidades a partir

da curva para uma rotação conhecida

A figura 4.10 relaciona a curva característica da vazão em função da pressão,

enquanto que a figura 4.11 ilustra o gráfico da potência elétrica em função da vazão do

sistema. Deve-se salientar que estas curvas características são obtidas tanto

experimentalmente quanto analiticamente, neste caso, através da aplicação das leis de

afinidade. O levantamento das curvas para 30 Hz e 45 Hz foram obtidos a partir da curva

em 60Hz, normalmente fornecida pelo fabricante da bomba. O trabalho foi executado com

o sistema acionado pelo motor de linha padrão. A proximidade entre as curvas mostra que

o método é mais eficiente para valores não muito distantes da condição de velocidade

nominal. A curva para 45 Hz se mostra com melhor qualidade, enquanto a de 30 Hz já

demonstra um distanciamento maior entre as curvas medida e calculada.


115

Figura 4.10 - Relação vazão versus carga de pressão

Figura 4.11 – Relação potência elétrica em função da vazão

Deve-se salientar que, o método de cálculo utilizado e suas considerações teóricas

estão devidamente aclarados no item 2.7.2, no capítulo 2. Por este motivo não foram

reescritas as equações nem elucidadas as teorias que envolvem este assunto.


116


No capítulo presente foram analisadas e apresentadas as variações nos parâmetros

elétricos, mecânicos e hidráulicos do sistema de bombeamento do LAMOTRIZ, quando o

controle de vazão é realizado pela válvula de estrangulamento ou quando se utilizou

inversores de freqüência. Nestas condições, pode-se constatar que:

Para a utilização do estrangulamento de válvula, encontrou-se uma economia de

energia de 10% quando da substituição do motor convencional pelo de alto-

rendimento;

Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, a economia de

energia elétrica, para uma vazão de 1,5 m3/h foi de 78% quando o motor utilizado

foi o de alto-rendimento;

Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, a economia de

energia elétrica, para uma vazão de 1,5 m3/h foi de 75% quando o motor utilizado

foi o convencional;

Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, em todos os

casos estudados, a economia de energia elétrica foi acentuadamente reduzida, tanto

para o motor convencional, quanto o de alto-rendimento;

Os estudos mostraram que, com a utilização dos conversores de freqüência, a

economia de energia elétrica é mais acentuada à medida que a vazão do sistema se

distancia de seu valor nominal;

Os estudos mostraram que a lei de afinidade pode ser utilizada na obtenção das

curvas características para outras velocidades, a partir da curva original;

Identificou-se uma possibilidade de estimar o momento de inércia das cargas

mecânicas em plantas industriais em funcionamento.


117

Capítulo 5

Simulação Computacional do Sistema de Bombeamento

(LAMOTRIZ) na Plataforma ATP

5.1) Introdução

Modelar e simular sistemas físicos são técnicas utilizadas pelas engenharias em

diversas situações. O domínio dessas técnicas permite o maior entendimento das

características de funcionamento de um sistema a baixo custo ao permitir a representação

de um fenômeno real, para análise e estudos. A simulação também permite comparar e

identificar, entre as soluções, as mais adequadas a serem aplicadas quando necessárias.

Normalmente, na engenhara elétrica toda simulação computacional é baseada em

duas técnicas, quais sejam: técnica no domínio da freqüência e no domínio do tempo. O

estudo no domínio da freqüência, baseado no princípio da superposição dos efeitos, é

principalmente utilizado para as análises em regime permanente. Em relação a técnica que

estuda o domínio do tempo é útil quando se deseja estudar os regimes transitórios. Dentre

as principais plataformas convencionais no domínio do tempo, destacam-se: ATP, SABER,

MATLAB, PSPICE, EWB, etc. Neste trabalho a escolha recaiu sobre o programa EMTP

(ATPDraw).

O desenvolvimento do programa EMTP (Eletromagnetic Transient Program)

iniciou-se a partir da década de 60, com o passar dos anos, o programa foi sofrendo

alterações de diversos colaboradores do mundo todo, tornando-se uma ferramenta poderosa

em estudos de transitórios em sistemas elétricos. Em 1984 foi criada uma nova versão do

EMTP, denominada ATP - Alternative Transient Program, que constitui a continuação das

versões anteriores do programa [50].


118

O ATP, sempre se mostrou um programa de difícil manejo, entretanto, durante os

últimos anos foram desenvolvidos vários programas de apoio que têm facilitado a sua

utilização para qualquer tipo de usuário. Entre as facilidades mais recentes podem ser

citadas as novas versões do pré-processador gráfico ATPDraw, o programa de suporte

LCC e o programa gráfico PLOTXY, além das diferentes opções de versões para o próprio

ATP [51].

O capítulo atual tem por objetivo apresentar a simulação computacional, na

interface ATPDraw, de um sistema de bombeamento, acionado por motor de indução

trifásico de 1,5 cv- 2 polos. Os resultados oriundos de medições também serão mostrados e

analisados de modo a buscar a comparação com valores teóricos buscando a validação do

modelo computacional proposto e justificar o seu uso no estudo do sistema de

bombeamento contido no Laboratório de Sistemas Motrizes – LAMOTRIZ da

Universidade Federal de Uberlândia.

5.2) O sistema de bombeamento

5.2.1) A representação do motor de indução trifásico - MIT

O motor proposto para a simulação é um motor WEG de linha padrão, cujos dados

de placa estão descritos na Tabela 5.1. A metodologia utilizada nos cálculos dos

parâmetros do circuito equivalente não será abordada neste trabalho, uma vez que é de

amplo conhecimento e pode ser encontrada, por exemplo, na referência [13]. Deve-se

destacar apenas que a determinação dos parâmetros foi obtida a partir de ensaios a vazio e

com o rotor bloqueado, os quais estão indicados nas tabelas 5.2, 5.3 e 5.4 [13].

Tabela 5.1: Dados de placa do MIT

P(cv) n(rpm) V(V) In(A) Ip/In Cn(Nm) Cp/Cn Η Fp

1,5 3370 220 4,27 7,5 3 3 78,6 0,86

Tabela 5.2: Ensaio a vazio

V(V) f(Hz) I(A) P(W)

220 60 1,576 105,7


119

Tabela 5.3: Ensaio de rotor bloqueado

V(V) f(Hz) I(A) P(W)

220 60 29,6 8500

Tabela 5.4: Parâmetros para o circuito equivalente

Rs(Ω) Ls(mH) Rr(Ω) Lr(mH) Lm(mH)

5,6 14,063 4,26 11,324 620

O circuito equivalente usado como base para a simulação está representado pela

Figura 5.1. Onde os índices r, s e m significam, respectivamente, rotor, estator e

magnetização.

Figura 5.1 – Circuito elétrico equivalente para motor

5.2.2) A representação do sistema de bombeamento

A carga que representa o sistema de bombeamento é acionada por uma bomba

centrífuga. Uma das formas eficientes de se identificar esse tipo de carga é através de

curvas em função da velocidade. A figura 5.2 mostra o gráfico do torque mecânico em

função da velocidade do sistema de bombeamento do LAMOTRIZ. A característica da

bomba foi construída através de valores obtidos em laboratório, conforme já explanado nos

capítulos anteriores, e foi utilizada para as modelagens na plataforma ATP Draw.


120

Figura 5.2 – Curva do Sistema de Bombeamento

5.3) A modelagem do sistema

5.3.1) Representação do sistema no ATPDraw

A modelagem do sistema de bombeamento utilizada no software para representar a

estação de trabalho do LAMOTRIZ pode ser visualizada na figura 5.3.

Figura 5.3 – O sistema de bombeamento representado no ATP

Onde:

(1) é uma fonte trifásica sources- Ac3ph, Type 14;

(2) é uma chave trifásica Switch time 3-ph (SWIT_3XT);

(3) é um componente Branch Linear - RLC3-ph;

(4) é um motor trifásico Machines - UM3-Indution;


121

(5) é um componente Branch linear – resistor de 1x10-6 ohm;

(6) é um componente Branch linear – capacitor de 144175 uF, representando a

inércia do sistema;

(7) é um componente NLINRES - nonlinear current-dependent resistor, TYPE 99,

representando a carga mecânica;

(8) é um componente Branch linear – resistor de 1 k ohm, utilizado para evitar

flutuações;

(9) é uma fonte monofásica sources- Ac1ph, Type 14 utilizada como fonte de

corrente com um pequeno valor (-1x10-5 A), apenas para indicar uma magnetização prévia

e uma freqüência próxima à zero (0.001 Hz).

5.3.2) Representação do motor no ATP Draw

A figura 5.4 é a representação de um motor trifásico de indução, identificado no

ATPDraw como Machines - UM3-Indution.

Figura 5.4 – O motor representado no ATP

Onde os nós:

Estator: Nó de conexão do motor à rede;

Neutro: Para motores ligados em estrela, esse ponto deve ser aterrado através de

uma resistência alta de modo a evitar oscilações numéricas;

Inicialização: Por este nó é possível indicar condições iniciais do motor, como por

exemplo, magnetização remanescente;


122

Carga: Por este nó é feito o acoplamento da carga.

5.3.3) Entrada de dados do motor de indução trifásico

A janela de atributos do motor, indicada na figura 5.5, é disponibilizada a partir de

dois cliques no ícone identificado na figura 5.4. Por essa janela tem-se acesso aos pontos

de entrada de dados do motor no software.

Figura 5.5 - Janela de atributos do motor

Onde, nas abas:

General - foi indicada a ligação delta, existente nos motores do LAMOTRIZ, o

número de bobinas nos eixos d e q, (1) apenas indicando o mesmo número de

bobinas nos dois eixos;

Magnet - foi introduzido o valor da indutância de magnetização (620 mH), mesmos

valores para os eixos d e q;

Stator – foram introduzidos os valores de resistência (5,6 Ω) e indutância (14,063

mH) de estator, iguais nos eixos d e q. Para a seqüência zero, no ATP draw, o valor

é indiferente, uma vez que o motor não tem suas bobinas aterradas;


123

Rotor – foram introduzidos os valores de resistência (4,26 Ω) e indutância (11,324

mH) de rotor, para d e q;

Init – no campo split [%] indica o escorregamento inicial, aqui utilizado o valor

100% representando o motor totalmente inerte antes de sua partida.

5.3.4) Entrada de dados da carga

No ATPDraw, a velocidade é representada em forma de tensão (1V = 1rad/seg),

enquanto o torque é representado em forma de corrente (1 A = 1Nm), propiciando que a

relação torque versus velocidade possa ser obtida na forma de resistência. Assim, a

modelagem da carga, foi feita pelo uso de um resistor não-linear, que tem sua resistência

dependente da corrente. Esse resistor permite entrar diretamente com os valores de torque e

velocidade obtidos empiricamente no laboratório. Outra maneira pela qual se pode

representar este tipo de carga pode ser verificada na referencia [49].

Na figura 5.6, pode-se visualizar a janela de atributos do resistor não-linear que foi

utilizado na modelagem da carga mecânica.

Figura 5.6 – Janela de atributos do resistor não-linear NLINRES


124

O gráfico plotado na Figura 5.7 indica a resistência de carga inserida no ATP, como

representativo do sistema de bombeamento.

Figura 5.7 – Curva da resistência representativa da carga mecânica

Outro item que deve ser contemplado é o momento de inércia da carga, que no

ATP, deve vir somado ao momento do eixo do motor. Para o programa, 1kgm2

corresponde a 1 Farad. Assim, do capítulo 4, tem-se que:

Jm = 0,00079 kgm2

Jc = 0,143385 kgm2

Contabilizando um momento de inércia total de 0,144175 kgm2

Lembrando, que os dados inerciais, convertidos em capacitância, devem ser

indicados em μF, o capacitor indicado por (6), na figura 5.3 deve ter o valor de 144175 μF.

5.4) Simulações

5.4.1) Ensaio a vazio

Este item tem por objetivo realizar uma comparação entre os valores encontrados

nas simulações computacionais e aqueles obtidos experimentalmente no ensaio em vazio.

0.4 1.0 1.7 2.3 3.0

I [A]104.3

168.5

232.7

296.9

361.1 U [V]


125

A figura 5.8 apresenta as formas de onda das correntes absorvidas pelo motor em

função do tempo de simulação, enquanto que a tabela 5.5 indica os valores numéricos

encontrados, onde se observa a coerência com os resultados experimentais, indicado na

tabela 5.2.

Figuras 5.8 – Correntes a vazio

Tabela 5.5 – Valores de corrente encontrados via simulação

Ip(pico) Ip(rms) Ireg(pico) Ireg(rms)

39,36 28,48 2,254 1,594

Onde:

Ip = corrente de partida;

Ireg = corrente de regime permanente.

A figura 5.9 oferece o torque mecânico em função do tempo, durante a operação a

vazio. Como esperado os torques de partida e máximo não se alteram, o torque de regime

(Creg) e o tempo de partida é que devem ser pequenos, pois o acionamento tem apenas o

próprio eixo do motor como carga. Numericamente, a tabela 5.6 indica os valores

encontrados, onde se observa a coerência com os resultados de placa, indicado na tabela

5.1.

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5[s]-50,0

-37,5

-25,0

-12,5

0,0

12,5

25,0

37,5

50,0[A]


126

Figura 5.9 - Torque mecânico durante a operação do motor com o rotor livre

Tabela 5.6 – Valores de torque encontrados via simulação

Cp Cm Creg

9,58 11,96 0,21

A curva apontada na figura 5.10 traz o valor simulado para a velocidade com o

motor a vazio, 376 Rad/seg, ou seja, 3590 rpm. É coerente, pois o valor próximo ao da

velocidade síncrona é o esperado, uma vez que é a própria carga mecânica, a responsável

pelo escorregamento.

Figura 5.10 – Velocidade do motor com o rotor livre


127

5.4.2) Ensaio de rotor travado

O ensaio de rotor travado foi executado, mantendo-se por curto espaço de tempo, a

tensão nominal e, nestas condições, obteve-se a corrente de partida. A Figura 5.11

apresenta a forma de onda da corrente de rotor travado em função do tempo. O valor eficaz

encontrado para esta grandeza é de 28,48 A, enquanto o de pico é 39,36 A.

Experimentalmente, o valor encontrado foi de 29,5 A de corrente eficaz na partida.

Figura 5.11 – Correntes do motor com o rotor travado

A figura 5.12 oferece o torque mecânico em função do tempo, durante a operação

com rotor bloqueado. Como esperado o torque se estabilizou em 9,58 Nm, este é o mesmo

encontrado na partida do motor.

Figura 5.12 – Torque de rotor bloqueado

A figura 5.13 apresenta a velocidade em função do tempo, durante a operação com

rotor bloqueado. A velocidade como esperado é zero.

8.8486 8.8564 8.8641 8.8719 8.8796 8.8874 8.8952[s]-50.0

-37.5

-25.0

-12.5

0.0

12.5

25.0

37.5

50.0[A]


128

Figura 5.13 – Velocidade do motor com o rotor bloqueado

5.4.3) Ensaio com carga nominal

A carga mecânica aplicada ao motor é ligeiramente menor que a carga nominal,

necessitando de 3,7 A, valor abaixo de 4,27 A de placa, porém, esta foi analisada por ser a

carga de regime. Os valores de placa do motor e os valores medidos foram os parâmetros

utilizados na comparação.

A figura 5.14 apresenta as formas de onda das tensões fase-neutro aplicadas no

motor em função do tempo de simulação, tensões próximas às utilizadas nos testes

laboratoriais. Na tabela 5.7 estão indicados os valores numéricos para estas tensões

impostas.

Figura 5.14 – Tensões na partida

35 44 53 62 71 80[ms]-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200[V]


129

Tabela 5.7 – Valores de tensão utilizados na simulação

Vff(pico) Vff(rms) Vfn(pico) Vfn(rms)

311,1 220 179,6 127,1

Onde:

Vff = tensão entre fases;

Vfn = tensão entre fase e neutro.

A figura 5.15 mostra as correntes elétricas em função do tempo, durante a operação

com carga nominal. Numericamente, a tabela 5.8 indica os valores encontrados, tanto de

pico como de regime permanente.

As correntes na partida, se mostraram bastante coerentes, tanto com os dados de

placa quanto com os valores obtidos no ensaio de rotina. Na especificação do motor, a

corrente de regime é de 4,27 A, a relação Ip/In é de 7,5, portanto a corrente de partida para

o qual esse equipamento foi projetado é de 32 A. Pelos dados fornecidos pelo ensaio de

rotor bloqueado, a corrente foi de 29,6. Pela análise das correntes pode-se, também,

estimar o tempo de partida em 6 segundos. Este tempo observável no gráfico (figura 5.15)

é o valor aproximado, conferido no LAMOTRIZ.

Figura 5.15 – Correntes na partida

Tabela 5.8 – Valores de corrente encontrados via simulação para carga nominal


39,36 28,48 4,573 3,235

0 1 2 3 4 5 6 7 8[s]-50,0

-37,5

-25,0

-12,5

0,0

12,5

25,0

37,5

50,0[A]


130

A figura 5.16 oferece o torque mecânico em função do tempo, durante a operação

com carga de regime. Como esperado os torques de partida e máximo permanecem

constantes, o torque de regime (Creg) e o tempo de partida é que sofreram variações pela

imposição da carga mecânica. Numericamente, a tabela 5.9 indica os valores encontrados,

onde se observa a coerência com os resultados de placa, indicado na tabela 5.1. Em

laboratório o torque encontrado foi de 2,85 Nm, um valor inferior à condição nominal, isto

se explica pelo fato de que a carga mecânica utilizada no LAMOTRIZ é menor que a carga

para o qual o motor foi projetado. O valor de torque de regime obtido via simulação

computacional, apresenta boa aproximação com o encontrado via medição laboratorial,

como esperado é um pouco menor, uma vez que algumas das perdas internas do motor não

foram contempladas na modelagem.

Figura 5.16 – Torque mecânico no eixo do motor

Tabela 5.9 – Valores de torque encontrados via simulação com carga nominal

Cp Cm Creg

9,58 11,96 2,73

A figura 5.17 apresenta a curva de torque mecânico do motor e do sistema em

função do tempo, durante a operação com carga de regime. A forma parabólica no gráfico,

em verde, é característica marcante de cargas centrífugas. O valor em regime de 2,71 Nm

mostra que a carga está bem modelada, uma vez que este é bastante próximo do valor de

torque de regime do motor, medido no laboratório.


131

_________ torque do motor __________ torque da carga mecânica

Figura 5.17 - Torque de carga mecânica do sistema

A figura 5.18 indica a velocidade em função do tempo, durante a operação com

carga de regime. A velocidade, de 350,3 Rad/seg ou 3345,12 rpm, é menor que a

velocidade nominal, que é de 3370 rpm. Entretanto, a velocidade medida para essa carga

3342 rpm, fica evidenciada a proximidade entre a modelagem utilizada e a carga mecânica

utilizada no laboratório.

Figura 5.18 – Velocidade do conjunto motor-carga

Posteriormente, em regime permanente, foi conferida a potência elétrica em função

do tempo e indicada na figura 5.19. A potência trifásica obtida por meios computacionais é

de 1044,9 W enquanto a potência elétrica medida é de 1135 W. Fica demonstrada, mais

uma vez, a ausência de perdas na modelagem computacional.


132

Figura 5.19 – Formas de onda da potência elétrica

A figura 5.20 aponta a potência mecânica, obtida através do produto torque vezes

velocidade angular 953,9 W é um valor bastante próximo dos 997,42 W apurados em

laboratório, se for utilizado o mesmo processo matemático para se obter essa potência.

Figura 5.20 – Potência mecânica no eixo do MIT

5.5. Ensaio com carga acionada em 45 Hz

Para essa análise, buscou-se na teoria o conceito de fluxo constante, ou seja, manter

constante a relação V/F, teoria, aliás, utilizada em inversores de freqüência.

8,4573 8,4598 8,4624 8,4649 8,4674 8,4699 8,4725[s]-1000

-750

-500

-250

0

250

500

750

1000[W]


133

Assim, por uma regra de 3 simples, chegou-se aos valores 134,5 Vp (tensão

fase/neutro) e 43,9 Hz, descontado o escorregamento. Por esse caminho, modelou-se um

inversor de freqüência ideal, ou seja, com perdas iguais a zero e, que não impõe distorções

harmônicas no sistema.

A tabela 5.10, apresenta os valores obtidos no LAMOTRIZ para a carga acionada

em 45 Hz. Esses valores estão na entrada do inversor de freqüência e, trazem embutidas as

perdas no equipamento que, por indicação de catálogo, é um valor aproximado de 70 W.

Tabela 5.10 – Valores medidos em laboratório para 45 Hz

n(rpm) I(A) V(V) P(W) C(Nm)

2576 2,6 217,4 555 1,33

A figura 5.21 apresenta as formas de onda das tensões aplicadas no motor em

função do tempo para simulações em 45Hz, condições similares às presentes nos testes

laboratoriais. Na tabela 5.11 estão indicados os valores numéricos para estas tensões.

Figura 5.21 – Tensões fase-fase no motor em 45 Hz

Tabela 5.11 – Valores de tensão utilizados na simulação em 45 Hz

Vff(pico) Vff(rms) Vfn(pico) Vfn(rms)

233 164,7 134,5 95,11

A figura 5.22 mostra as correntes elétricas em função do tempo, durante a operação

com carga acionada em 45 Hz. Numericamente, a tabela 5.12 indica os valores

7,59 7,60 7,61 7,62 7,63 7,64[s]-150

-100

-50

0

50

100

150[V]


134

encontrados, tanto de pico como de regime permanente. Comparando com valores da

tabela 5.10, a corrente de 2,13 A é o valor esperado, uma vez que a simulação foi feita

considerando as mesmas condições da carga e, em condições reais também a corrente sofre

a influência do inversor de freqüência.

Figura 5.22 – Correntes no motor em 45 Hz

Tabela 5.12 – Valores de corrente obtidos na simulação em 45 Hz


33,46 23,66 3,01 2,13

A figura 5.23 indica o torque mecânico em função do tempo, durante a operação

com carga acionada em 45 Hz. Em laboratório o torque encontrado foi de 1,33 Nm,

enquanto que o valor simulado foi 1,371 Nm. O valor de torque de regime obtido via

simulação computacional, apresenta boa aproximação, aproximadamente 4 %, com o

encontrado via medição laboratorial.

Figura 5.23 – Torque no Motor em 45 Hz

0 1 2 3 4 5 6 7 8[s]-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40[A]


135

Na figura 5.24 foram apresentados os torques do motor e do sistema, ambos,

alcançam o estado de regime em 1,37 Nm.

________ Torque do motor ________ Torque da carga mecânica

Figura 5.24 – Torques do motor e do sistema em 45 Hz

A figura 5.25 mostra a velocidade em função do tempo, durante a operação com

carga acionada em 45 Hz. A velocidade, de 269,7 Rad/seg ou 2575,45 rpm, é valor

bastante próximo do medido no LAMOTRIZ, indicado na tabela 5.10.

Figura 5.25 – Velocidade do motor em 45 Hz

A potência elétrica, em regime permanente, foi conferida em função do tempo e

indicada na figura 5.26. A potência trifásica obtida simulação computacional é de 403,6 W

enquanto a potência elétrica medida é de 555 W. A potência adicional existente no sistema

mecânico é referente à alimentação do inversor de freqüência.


136

Figura 5.26 – Potência elétrica em 45 Hz

A figura 5.27 aponta a potência mecânica, obtida através do produto torque vezes

velocidade angular 369,9 W é um valor bastante próximo dos 358,78 W apurados em

laboratório, se for utilizado o mesmo processo matemático para se obter essa potência.

Figura 5.27 – Potência mecânica em 45 Hz

5.6) Validação do modelo computacional

Para validar o modelo computacional foram construídas as tabelas 5.13 a 5.16. A

linha referente ao erro% compara os valores medidos com valores simulados, uma vez que

a carga existente na estação de bombeamento do laboratório é menor que a capacidade

nominal do motor. Os dados de placa foram utilizados quando o valor medido não estava

8,6000 8,6025 8,6051 8,6076 8,6102 8,6127 8,6152[s]-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400[W]


137

disponível. A potência mecânica (Pmec) foi obtida indiretamente, a partir da multiplicação

entre a velocidade angular e o conjugado para o referido ponto.

Na tabela 5.13 são tratados valores com o motor em funcionamento a vazio, ou

seja, sem carga mecânica acoplada ao seu eixo. O maior erro percentual, evidenciado na

potência elétrica de entrada (Pel) são devidas às perdas não-joulicas. Para os outros valores

é possível visualizar grande proximidade entre eles. O modelo se mostrou eficiente nesta

situação.

Tabela 5.13 - Grandezas elétricas medidas e simuladas com o motor a vazio

n(rpm) I(A) Pel(W)

medido 3342,00 1,58 105,70

simulado 3343,21 1,59 80,51

erro% 0,04 1,13 -31,29

Na tabela 5.14 são apontados valores para o motor com o rotor bloqueado. Devido

à elevada potência necessária neste acionamento, o erro percentual é pouco representativo,

as perdas adicionais, entretanto aumentaram em valor absoluto. O modelo se mostrou

eficiente, também, nesta situação.

Tabela 5.14 - Grandezas elétricas medidas e simuladas para o motor com rotor bloqueado

n(rpm) I(A) Pel(W)

medido 0,00 29,60 8500,00

simulado 0,00 28,48 8393,00

erro% - -3,93 -1,27

Na tabela 5.15 são tratados valores com o motor acionado a uma freqüência de

60Hz. O maior erro percentual, aqui, evidente na corrente e na potência elétrica de entrada

(Pel) é devido a perdas que não foram modeladas, como citado anteriormente. Ainda

assim, é possível visualizar grande proximidade entre os valores, em geral erros pequenos,

quando comparam medições e simulações. O modelo se mostrou menos eficiente em

situações transitórias, observáveis no conjugado máximo e na corrente de partida.


138

Tabela 5.15 - Grandezas elétricas e mecânicas, medidas, simuladas e de placa referentes a 60 Hz

C Cp Cm n I Pmec Pel Ip

medido 2,85 - - 3342 3,7 997,4 1135 29,6

de placa 3,18 9,54 9,54 3370 4,27 1104 1404,6 32

simulado 2,89 9,56 11,9 3343,21 3,38 1007 1115 28,81

erro% 1,38 0,21 19,83 0,04 -9,47 0,95 -1,79 -2,74

Na tabela 5.16, onde estão indicadas grandezas elétricas e mecânicas, para um

motor acionado em 45 Hz, os valores são coerentes. A corrente e a potência elétrica de

entrada, na linha medido, se distanciam do valor na linha simulado por não contemplarem

as perdas não-joulicas e a alimentação do inversor de freqüência existente no sistema real

e, modelado no software como ideal.

Tabela 5.16 - Grandezas elétricas e mecânicas, medidas e simuladas referentes a 45 Hz

C (45Hz) n (45Hz) I(45Hz) Pmec(45Hz) Pele(45Hz)

medido 1,33 2576,33 2,6 358,82 555

simulado 1,39 2575,4 2,14 374,4 411,4

erro% 4,32 -0,03 -21,50 4,16 -34,91


O modelo proposto apresenta valores coerentes, é possível identificar as

características do sistema real em seus valores simulados. A modelagem dos parâmetros da

máquina e da carga mostrou-se confiável permitindo a analogia entre valores simulados,

calculados e medidos. A precisão conseguida com os resultados recomenda a utilização do

modelo proposto no ATPDraw para simular a bancada de bombeamento instalada no

Laboratório de Sistemas Motrizes da Universidade Federal de Uberlândia.


139

Capítulo 6

Conclusão

Esta dissertação apresentou de forma detalhada, a especificação e as possibilidades

de análise oferecidas pelo Laboratório de Sistemas Motrizes da Universidade Federal de

Uberlândia proporcionado pelo convênio ELETROBRÁS/PROCEL/UFU, no que tange ao

uso de sistemas de bombeamento. Diversas condições operativas de cargas na bomba

centrífuga foram estudadas demonstrando os fenômenos eletromecânicos e hidráulicos

pertinentes a este sistema.

No capítulo 2 foram apontados aspectos importantes sobre motores,

acoplamentos, bombas, variados tipos de acionamentos, entre outros. Chegou-

se a conclusão, que qualquer medida de eficientização energética em uma parte

isolada do sistema, pode ou não causar impacto sobre as demais partes. Uma

criteriosa avaliação da ação a ser tomada é o único modo de saber se a medida é

ou não produtiva, e se, é ou não viável financeiramente.

O capítulo 3, também trouxe importante colaboração, dentre as quais pode-se

citar o estudo teórico na busca de obter:

o Levantamento da curva característica da bomba, ou seja, conjugado no

eixo em função de sua rotação;

o Levantamento da curva característica dos motores (convencional e alto-

rendimento), ou seja, conjugado no eixo em função de sua rotação;

o Estudo da eficiência energética dos motores sob diferentes condições de

carga;


140

o Estudo da eficiência energética através da comparação dos motores da

linha padrão e alto-rendimento;

o Estudo da eficiência energética dos motores em função da variação da

vazão da bomba (estrangulamento da válvula);

o Estudo de eficiência energética dos motores em função da utilização de

inversores de freqüência, através da variação de velocidade do conjunto

motor-bomba;

o Comparação entre as grandezas elétricas e mecânicas considerando as

partidas direta, suave e inversor de freqüência.

o Levantamento das curvas de todos os parâmetros elétricos e mecânicos

monitorados em função do tempo de funcionamento do conjunto motor-

bomba.

No capítulo 4, o estudo do sistema de bombeamento do LAMOTRIZ apontou

importantes aspectos sobre os parâmetros elétricos, hidráulicos e mecânicos,

tais como:

o Para a utilização do estrangulamento de válvula, encontrou-se uma

economia de energia de 10% quando da substituição do motor

convencional pelo de alto rendimento;

o Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, a

economia de energia elétrica, para uma vazão de 1,5 m3/h foi de 78%

quando o motor utilizado foi o de alto-rendimento;

o Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, a

economia de energia elétrica, para uma vazão de 1,5 m3/h foi de 75%

quando o motor utilizado foi o convencional;

o Na utilização do controle de vazão pelo inversor de freqüência, em todos

os casos estudados, a economia de energia elétrica foi acentuadamente

reduzida, tanto para o motor convencional, quanto o de alto-rendimento;

o Os estudos mostraram que, com a utilização dos conversores de

freqüência, a economia de energia elétrica é mais acentuada à medida que

a vazão do sistema se distancia de seu valor nominal;


141

o Os estudos mostraram que a lei de afinidade pode ser utilizada na

obtenção das curvas características para outras velocidades, a partir da

curva original;

o Identificou-se uma possibilidade de estimar o momento de inércia das

cargas mecânicas em plantas industriais em funcionamento.

Para o capítulo 5, foi demonstrada a modelagem no domínio do tempo, na

plataforma ATPDraw, do sistema de bombeamento. Os estudos e análises,

mostraram que a eficácia da simulação foi suficiente para validação do modelo

proposto, uma vez que os resultados computacionais obtidos se aproximaram

daqueles oriundos dos ensaios experimentais.

Finalmente, deve-se destacar que, soluções foram propostas e verificadas, como

também, simuladas. Seus resultados são importantes. Porém a avaliação econômico-

financeira é tão importante quanto o estudo técnico, de prováveis soluções a se implantar,

na busca melhorias, com a intenção de reduzir o consumo de energia elétrica.

6.1) Trabalhos futuros

O desenvolvimento apresentado nesta dissertação levou em conta vários aspectos

que envolvem o funcionamento de sistemas de bombeamento. Porém, trata-se de assunto

de grande abrangência e, como tal, extrapola os limites de uma dissertação apenas. Muitos

aspectos foram abordados e outros ficarão para novos empreendimentos, dentre os itens

não estudados e que são de grande valia para o conhecimento desse tipo de sistema pode-se

citar:

1) O comportamento térmico de sistemas de bombeamento, envolvendo tanto os

motores quanto a bomba centrífuga;

2) A eficiência energética em sistemas de bombeamento vista sob o enfoque da

qualidade de energia;

3) A avaliação de perdas provocadas por vibrações no sistema;

4) A modelagem computacional, contemplando uma maior gama de perdas internas

do motor, que leve em consideração, também, a saturação magnética.


142

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146

ANEXO

Artigo “ESPECIFICAÇÃO PARA UM LABORATÓRIO DE EFICIÊNCIA

INDUSTRIAL” apresentado no II CBEE – Congresso Brasileiro de Eficiência Energética. Vitória – Espírito Santo, 2007

1

ESPECIFICAÇÃO PARA UM LABORATÓRIO DE EFICIÊNCIA INDUSTRIAL

*Sergio Ferreira de Paula Silva, Antonio Carlos Delaiba, Décio Bispo, Renato Alves Pereira, Ronaldo Guimarães, Alexandre Borges Zappelini

**Carlos Aparecido Ferreira

*Faculdade de Engenharia Elétrica da Universidade Federal de Uberlândia – UFU

Avenida João Naves de Ávila, 2121 – Campus Santa Mônica – Uberlândia – MG CEP- 38400-902

**Eletrobrás

Abstract: This paper has for objective the specification of an industrial efficiency’s laboratory. This specification details components involving four groups of benches, which are: centrifugal pumps, compressors, fans and conveyor's belt. Each one of loads was specified in independent group of benches, with a system of composed drive for automation systems, controlled and integrated measurements. A composed drive for two motors (standard or high-efficiency) and three ways of departure (direct, variable frequency drives and soft start) that connected to the load allow to the visualization of the control forms and equipment operation, on the approach of the industrial efficiency. Copyright © 2007 CBEE/ABEE

Keywords: Specification, Laboratory, Industrial Efficiency, Motor Systems, Tree-phase Induction Motors. Resumo: Este artigo tem por objetivo a especificação de um laboratório de eficiência industrial . Esta especificação detalha os componentes envolvendo quatro bancadas, quais sejam: bombas centrífugas, compressores, ventiladores e correias transportadoras. Cada uma das cargas foi especificada em bancada independente, contendo um sistema de acionamento composto por sistemas de automação, controle e medições integrados. Um acionamento composto por dois motores (standard ou alto-rendimento) e três modos de partida (direta, inversor de frequencia e soft start) que acoplados à carga, permitem a visualização das formas de controle e operação de equipamentos, sobre o enfoque da eficiencia industrial. Palavras Chaves: Especificação, Laboratório, Eficiência Industrial, Sistemas Motrizes, Motores de Indução Trifásico.

2

1 INTRODUÇÃO

Os problemas ocorridos nos anos 90, no setor elétrico brasileiro, demonstraram que a energia elétrica é um insumo valioso e, como tal, deve ser usado de maneira racional. A necessidade de metodologias e estudos que visem à eficiência energética foi demonstrada de forma cabal pela crise de abastecimento que assolou o país no ano de 2001.

O uso eficiente de energia, que pode ser entendida como a utilização da menor quantidade possível de energia para realizar um trabalho sem que se perca qualidade e segurança na realização, tem como campo de atuação os mais diversos ramos de atividade da sociedade. Utilizar a energia com responsabilidade, sem desperdício, constitui um novo parâmetro a ser considerado no exercício da cidadania. (ELETROBRÁS/PROCEL/EFEI, 2001).

Segundo o Gerente de Utilização de Energia da Companhia Energética de Minas Gerais - CEMIG ações que objetivem o uso racional e eficiente de energia correspondem a construção de uma usina virtual de energia (Máxima Eficiência, 2005). Embasando tal opinião, Howard Steven Geller relata: a economia de energia elétrica, em 1998, permitiu que as concessionárias brasileiras evitassem implementar aproximadamente 1560 MW de nova capacidade geradora, o que significou cerca de 3,1 bilhões de investimentos evitados. (Geller 2003). Ainda segundo o mesmo autor, ao se comparar os custos com a energia economizada e os custos para a geração da mesma quantidade houve um coeficiente de custo - beneficio global de aproximadamente 12:1 (Geller 1998).

O setor industrial, segundo o Balanço Energético Nacional – BEN de 2005, consumiu 203,48 TWh o correspondente a 47,9% de toda a eletricidade consumida no país. No que se refere ao cenário industrial, a CEMIG nos informa, em seu site que: no Brasil, os Motores elétricos de indução são responsáveis por cerca de 50% das cargas elétricas industriais, chegando a 70% em determinadas regiões.

Dentro deste contexto, a Universidade Federal de Uberlândia – UFU, Minas Gerais, em parceria com ELETROBRÁS/PROCEL, idealizou um laboratório que, de forma prática e inteligente, permite o estudo das principais cargas motrizes utilizadas no setor industrial. Com vasta e reconhecida atuação nos campos qualidade da energia elétrica e máquinas elétricas, essa universidade reconheceu a necessidade de, também, se avançar no campo da utilização da energia elétrica de forma racional. Os detalhes desse laboratório são apresentados na sequencia deste trabalho.

2 DESCRIÇÃO GERAL DAS BANCADAS

O Laboratório de Sistemas Motrizes é composto por quatro bancadas, sendo que cada uma corresponde a um diferente tipo de carga comumente utilizado em processos industriais. Assim procedendo, as cargas correspondentes à bombas centrífugas, compressores, ventiladores e correias transportadoras, formam as bancadas mencionadas.

Cada uma das cargas foi instalada em bancada de ensaios independente das demais, formando um sistema de acionamento completo, composto por proteção e medição; sistemas de automação e medição integrados, capazes de controlar automaticamente a execução, a coleta de dados e emissão de relatórios. O acionamento é composto por dois motores e três modos de partida distintos, permitindo a visualização de diversas formas de controle e operação de equipamentos industriais similares e de maior porte.

Cada bancada é composta por duas mesas e um painel, sendo que a primeira mesa contém o micro-computador, a segunda os motores e o módulo de carga e o painel acondiciona os sistemas de comando, medição e acionamento. Na sequência são apresentadas as características/ funcionalidades mínimas para estas bancadas:

• A primeira bancada possui dimensões apropriadas para a instalação de um micro-computador (CPU, monitor, teclado, no-break e mouse) e um multifuncional.

• Na segunda bancada foram instalados os motores (de alto rendimento e convencional), e o módulo de carga. Vale ressaltar, que o módulo de carga permiti uma variação controlada via sistema supervisório, entre 0 e 120% da carga nominal do motor elétrico.

• No painel de acionamento e comando estão instalados o inversor de frequência, o soft-start, o controlador lógico programável (CLP) e os elementos de acionamento e proteçâo como contatores e disjuntores. Adicionalmente, esta bancada também é responsável pela medição dos parâmetros elétricos de entrada dos motores.

• A fixação dos motores na mesa possibilita que os mesmos sejam trocados de posição, ou seja, a carga poderá ser acoplada tanto ao motor de alto rendimento quanto ao convencional.

• O sistema de medição dos parâmetros elétricos, de entrada dos motores, é constituído por um multimedidor de grandezas elétricas, contemplando

3

valores de tensão fase-fase e fase-neutro; corrente; potências ativa, reativa, aparente e fator de potência trifásicas e monofásicas; frequência e energia ativa e reativa. A comunicação deste instrumento com o elemento de controle (CLP) é realizada via ModBus, sendo que todos os parâmetros mencionados são mostrados e monitorados (histórico, curva no tempo, etc.) no supervisório em tela própria. O multimedidor possui, ainda, funções de oscilografia e medição de harmônicos até a 50a ordem de tensão e corrente, sendo que todos estes valores podem ser visualisados em tempo real ou armazenados.

• O tipo de acionamento dos motores (alto rendimento ou convencional) é executado através do supervisório. Assim sendo, o usuário ao escolher o acionamento desejável (partida direta, partida suave ou inversor), o controlador programável aciona os respectivos contatores, sendo que os demais sistemas ficam desconectados.

• Os transmissores de torque e rotação foram instalados de forma a evitar a locomoção dos mesmos quando da troca dos motores.

• Cada motor (convencional e de alto rendimento) possui sensores de temperatura do tipo PT100, instalados na carcaça e em cada enrolamento do estator, permitindo a monitoração deste parâmetro via supervisório.

• Sinais de tensão e corrente (valor de tensão correspondente) estão disponíveis tanto na entrada quando na saída dos acionamentos, permitindo sua verificação em osciloscópios.

2.1 Descrição Geral do Sistema de

Controle e Acionamento

A figura 1 representa o esquema unifilar simplificado de comando considerando partida direta, soft-starter e inversor de freqüência. Contempla também as comunicações em rede via Ethernet (entre PC e o CLP) e Modbus (entre CLP e os dispositivos de partida e medição), juntamente com as entradas analógicas e digitais.

Figura 1 – Esquema unifilar do sistema de comando

• O acionamento via inversor de frequência e partida suave utiliza dois contatores cada (jusante e montante), inter-travados, sendo acionados pelo controlador pro-gramável de acordo com a escolha do tipo de aci-onamento na tela do supervisório.

• Os controladores programáveis são conectados a um switch configurando uma rede de comunicação em padrão Ethernet.

A seguir estão especificados os elementos (equi-pamentos e serviços) mínimos constituintes para todas as bancadas do Laboratório de Sistemas Motrizes

Medidor de energia multifunção: trifásico; tensão (fase-fase ou fase-neutro); corrente; frequência; potência ativa, reativa e aparente (por fase e total); fator de potência (por fase e total ); THD% de tensão e corrente; demanda; energia ativa; energia reativa indutiva e capacitiva; medição True RMS; exatidão básica 0,5 %; comunicação RS-485 e RS232; protocolo modbus RTU; oscilografia, harmônicos até a 50a ordem.

Inversor de Frequência: trifásico; para motor de 1,5 cv; 220 V; 60 Hz; controle escalar e vetorial; comunicação via rede Modbus, cabos de comunicação, entrada para encoder; controle PID;

4

entrada 0-10 V analógica para controle de velocidade.

Dispositivo de partida suave (Soft Start): trifásico; 220 V; para motor de 1,5 cv; comunicação via rede Modbus; cabos de comunicação; entradas e saídas digitais; módulo de economia de energia.

Transmissor de Velocidade: medição de velocidade e ângulo de rotação (360 pulsos por giro) pulso compatível com o controlador programável utilizado. Também pode ser utilizado transmissor analógico com saída 0-10 VDC ou 4 a 20 mA.

Controlador Programável: 16 entradas digitais + 16 saídas digitais + 8 entradas analógicas + 8 saídas analógicas; Placa Ethernet; Placa Modbus; fonte de alimentação; cabos de conexão e programação; software de programação e comunicação (programação em até 3 diferentes linguagens, sendo obrigatório a presença do Ladder). Placa contendo entrada para 4 sensores de temperatura do tipo PT 100. Entrada de pulsos para o sinal de rotação e ângulo. Licença do software de configuração e comunicação. Para a bancada da bomba centrífuga, o CP deverá possuir entradas compatíveis com os sinais disponibilizados pelo transdutor de torque.

Motor elétrico: 1,5 cv; indução, trifásico; 220/380 V; 2 pólos; 60 Hz; IP 21; convencional (standard), com sensores do tipo PT 100 instalados nas bobinas do estator e na carcaça.

Motor elétrico: 1,5 cv; indução, trifásico. 220/380 V; 2 pólos; 60 Hz; IP 21; alto rendimento, com sensores do tipo PT 100 instalados nas bobinas do estator e na carcaça.

2.2 Descrição Geral do Sistema

Supervisório

O sistema supervisório do laboratório é utilizado comercialmente pelos sistemas industriais. Ele foi configurado para realizar o controle de todo o processo apresentando uma capacidade de monitoramento em tempo real através da rede de dados Modbus Ethernet.

Ao acessar o sistema, será apresentada a tela indicada pela figura 2, na qual o operador define qual o tipo de bancada a ser acionada. Deve-se salientar que, cada bancada é acionada individualmente, no entanto o sistema supervisório permite um acompanhamento da operação das demais estações de trabalho.

Figura 2 – Tela inicial do sistema supervisório

O supervisório contém uma tela principal para cada bancada, conforme o desenho esquemático representado pela Figura 3. Desta forma, cada elemento constituinte da bancada (multimedidor, acionamento, carga, etc) contém um atalho para abertura das telas de monitoração, ou seja: comando, temperatura, gráficos, medições e banco de dados. Adicionalmente a Figura 3 também fornece informações específicas de cada bancada como, por exemplo, torque, velocidade, pressão, vazão, etc.

Figura 3 – Bancada da Bomba Centrífuga

Na figura 4 está representada a tela de comandos, nela tem-se acesso aos sistemas de partida direta, suave e por inversor de frequência. Esta têm seus parâmetros determinados pelo supervisório, desta forma, o tempo de rampa de subida e descida, a velocidade e demais parâmetros referentes às características operacionais das máquinas deverão ser configurados através de tela específica no supervisório de cada bancada.

5

Figura 4 – Tela de Comando

Além das informações apresentadas diretamente na tela (medições), o sistema também oferece dados numéricos via banco de dados. Complementando ainda, é possível a construção de gráficos de parâmetros do sistema em função do tempo.

Licença de Supervisório: para controle de todo o processo, com capacidade de monitoramento em tempo real; através de rede de dados Modbus Ethernet; interface gráfica em tempo real; publicação em tempo real de telas gráficas dinâmicas; publicação em Internet; ambiente orientado a objeto; ferramenta de elaboração de relatórios; suporte a OPC; armazenamento de dados para histórico; editor de telas; 100 pontos

2.3 Especificação das Bancadas Adicionalmente ao detalhamento presente no tópico anterior, cada bancada possui diferentes cargas, com sensoriamento e peculiaridades distintas. Assim sendo, faz-se necessário uma complementaçâo tanto ao nível de equipamentos/ instrumentos quanto às funcionalidades inerentes a cada processo analisado. Desta forma, na sequência são apresentadas estas características típicas de cada bancada.

2.3.1 Bomba Centrífuga

Conforme mencionado, o presente item retrata as características/funcionalidades mínimas específicas pa-ra esta bancada:

• Além da bomba centrífuga, esta bancada é composta por um dinamômetro e este foi instalado no eixo do motor convencional.

• O acoplamento entre o motor de alto rendimento e a bomba é direto, assim como o acoplamento entre o motor convencional e o dinamômetro.

• O dinamômetro também é controlado pelo super-visório. Desta forma, novamente em tela própria, o usuário pode determinar a carga desejável em valores percentuais da potência nominal do motor (1,5 cv), sendo que esta variação deve ser de O a 120%.

• O módulo de carga é composto de dois reservatórios com capacidade de 100 litros cada, de

material transparente, sendo que o primeiro foi instado na parte inferior da bancada e o segundo a uma altura de 2 metros. Entre os reservatórios foi instalado um duto de escoamento com uma válvula elétrica de retenção. Na saída da bomba centrífuga estão presentes uma válvula de retenção, uma válvula elétrica proporcional de estrangulamento e os transmissores analógicos de pressão e vazão. No reservatório superior instalou-se um transmissor de nível. Todos os sensores mencionados têm seus indicativos monitorados (histórico, curvas e valores instantâneos) e mostrados no super-visório da bancada.

O diagrama orientativo mostrado pela Figura 5 permite uma melhor visualização das características desejadas. Vale ressaltar que o diagrama abaixo não apresenta todos os instrumentos utilizados.

Figura 5 – Diagrama orientativo da bancada da bomba centrífuga

A lista a seguir apresenta os elementos adicionais presentes na bancada da bomba centrífuga.

Dinamômetro: CA 2 cv, 220 V, acionado por inversor regenerativo, com controle da carga via supervisório através de sinais de 0-10 V ou 4-20 mA.

Bomba centrífuga: compatível com motor de 1,5 cv, vazão mínima de 1 m3/h.

Transmissor de torque: 0-10 N.m: saída -10 a 10 V; classe de precisão 0.2; transmissão do sinal sem

6

contato; para medição de torque em máquinas rotativas; medição de velocidade e ângulo de rotação incorporado (360 pulsos por giro) pulso compatível com o contro-lador programável utilizado; sobrecarga 200%; torque de quebra 280%. 2.3.2 Ventilador Da mesma forma que para a bomba centrífuga, o presente item retrata a característica/ funcionalidade mínima para a bancada do ventilador:

• O módulo de carga é composto por um damper elétrico, permitindo o controle da vazão de ar via supervisório. Um transmissor de vazão de ar instalado no ventilador permite a verificação deste parâmetro e a atuação do damper visando diminuir, aumentar ou mesmo bloquear este fluxo, sendo todas estas ações visualizadas e acionadas via supervisório.

O diagrama orientativo, figura 6, permite uma melhor visualização das características desejadas.

Figura 6 – Diagrama orientativo da bancada do ventilador

A seguir, são apresentados os elementos adicionais presentes na bancada do ventilador:

Ventilador: centrífugo; compatível com motor de 1,5 cv.

Damper elétrico: compatível com o ventilador, variação de O a 100%, com indicação da posição atual na tela do supervisório.

Transmissor de Vazão e Velocidade do ar: saída 4 a 20 mA ou O a 10 VDC; linear; precisão < 0,5%; 24 V DC; compatível com o ventilador. 2.2.3 Compressor de ar Da mesma forma, o presente item retrata as carac-terísticas/funcionalidades mínimas específicas para o compressor de ar:

• O módulo de carga é composto por um compressor com um reservatório de ar comprimido, regulado por uma válvula elétrica de saída de ar (alívio de pressão), permitindo o controle da pressão do reservatório via supervisório.Adicionalmente, o tanque também contém uma válvula de segurança especificada de acordo com as condições de suportabilidade do reservatório.

• A tubulação permite a simulação de perda de carga através de furos de diferentes diâmetros (5 furos). A localização destes furos possibilita a medição das perdas.

A figura 7 ilustra o diagrama orientativo da bancada do compressor.

Figura 7 – Diagrama orientativo da bancada do compressor

A configuração mínima da bancada do compressor vem a seguir:

Compressor de ar: a pistão; compatível com motor de 1,5 cv.

Reservatóa pressão mde seguran

Transmiss10 VDC; compatível

Transmiss10 VDC; compatível

Válvula elV DC; coreservatóri10 V ou 4

Válvula dcom a supo

Vale ressasomente fostart, não s

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o compressor ireto e o soft frequência.

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• O mótranspoangulaç

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Esteiraadequalinear,

Transm20 mA V DC;esteira.

Servomdeslocaconjuntde cargacionamcontrolanalógi

Módulcarga, ecom cosupervi

Célulaexercid10 VDsistema

3

Asensaios

• Levacargas,sua rota

• Levamotoreconjuga

• Estudvariaçõ

• Estudfunção gulame(abertupressão

ódulo de cargaortadora com ção para até 30

ma de deslocammotor ou por in

onsável pela a transportadora-mento lineaa de simu-laçãque este sisteão de diferente

uir estão os coma da bancada d

a transportadados à utilizaçãinclinação de a

missor de Velou O a 10 VD

; compatível c.

motor: respoamento linear. to inversor/moga para até 12mento da colada pelo supeicas.

lo de Carga: rexercendo pres

ondições de carisório

de Carga:da sobre a esteiDC com indicaa supervisório.

ENSAIOS bancadas

s/estudos:

antamento da ou seja, conjação;

antamento daes (convencionado no eixo em

do da eficiênciões de carga en

do da eficiêncda variação

ento da válvulura do damper)o do reservat

a é composto ppossibilidade

0 graus.

mento linear anversor de freqsimulação de

ra. Como opçãar, pode ser ão de carga s

ema permita aes condi-ções d

mplementos pada correia transp

dora: comprimão do sistema daté 30 graus.

locidade da esDC; linear; preccom a velocid

onsável peloPode ser sub

otor. Deve perm20% da potêncrreia, sendo ervisório atrav

responsável pessão sobre a corga da correia e

para mediçira, com saída ação dos valo

S E ESTUD

permitem

as curvas carjugado no eixo

as curvas carnal e alto rendim função de sua

ia energética dntre 0 a 120%;

ia energética dda vazão da la), variação ) no ventiladotório, no com

por uma corree de ajuste d

acionado por uquência e moto carga sobre

ão ao sistema dutilizado out

sobre a correia simulação e de carga.

ara configuraçãportadora.

mento e largude deslocamen

steira: saída 4cisão < 0,5%; 2dade máxima d

o sistema dbstituído por umitir a simulaçãcia do motor desta simulaçã

vés de entrad

ela simulação dorreia, de acordestabelecidas v

ção da pressã4 a 20 mA ou

ores medidos n

OS

os seguint

racterísticas do em função d

racterísticas dimento), ou seja rotação;

dos motores pa

dos motores ebomba (estra

da vazão de or e variação dmpressor, assi

eia de

um or,

a de tro ia,

a

ão

ura nto

4 a 24 da

de um ão de ão

das

da do via

ão 0-no

tes

das de

os ja,

ara

em an-ar da im

8

como da variação de carga na correia transportadora;

• Estudo de eficiência energética dos motores em função da utilização de inversores de frequência, atra-vés da variação de velocidade do conjunto motor-carga;

• Comparação entre as grandezas elétricas e mecânicas considerando as partidas direta, suave (soft start) e in-versor de frequência;

• Levantamento das caracteristicas elétricas e mecânicas monitoradas em função do tempo de funcionamento do conjunto motor-carga;

• No caso de utilização de acoplamento por polia, deverá permitir a análise da eficiência energética considerando diferentes ajustes no acoplamento entre o motor e a carga (ajustes, rendimento e tipo da polia).

3.1 Exemplo de aplicação Como exemplo de aplicação, foram feitos ensaios na bancada da bomba centrífuga para cinco valores diferentes de vazão. Para obtenção destas vazões usou-se apenas o método de estrangulamento de válvula e posteriormente foram coletados os valores indicados nas tabelas 1 e 2. O objetivo foi avaliar o consumo de energia apenas pela comparação entre o uso do motor da linha padrão e da linha alto-rendimento.

Tabela 1 - Motor linha padrão (bomba)

Q (m3/h)

H (kgf/cm2)

N (rpm) I (A) V (V) P

(W)1 2.9 3500 4.3 220.7 10111.5 2.8 3480 4.4 219.7 10592 2.6 3410 4.6 219.9 11362.5 2.5 3470 4.9 219.3 11543 2.3 3500 5.3 220.3 1248

Tabela 2 - Motor alto-rendimento (bomba)

Q (m3/h)

H (kgf/cm2)

N (rpm) I (A) V (V) P

(W) 1 2.9 3416 3.7 221.23 856 1.5 2.9 3460 3.9 221.2 900 2 2.8 3417 4 221.23 946 2.5 2.8 3460 4.2 221.1 983 3 2.7 3450 4.4 221.2 1028

Na tabela 3 foi feita a comparação entre um sistema de bombeamento utilizando ambos os motores. Para um ano de utilização o estudo aponta para uma economia média de 15%.

Tabela 3 - Economia de energia

Vazão(m3/h)

horas/ano

Potência (W)

Energia (kWh)

Econ. (%)

AR 1 8640 856 7395,84 15,33 LP 1 8640 1011 8735.04 AR 1.5 8640 900 7776 15,01 LP 1.5 8640 1059 9149,76 AR 2 8640 946 8173,44 16,73 LP 2 8640 1136 9815,04 AR 2.5 8640 983 8493,12 14,82 LP 2.5 8640 1154 9970,56 AR 3 8640 1028 8881,92 17,63 LP 3 8640 1248 10782,72

4 CONCLUSÃO

Este artigo apresentou a especificação e as metas a serem alcançadas com a implantação do laboratório de eficiência industrial. A aquisição deste laboratório foi possível pela efetivação de um convênio entre a ELETROBRÁS/PROCEL/UFU, visando à cooperação técnica-financeira.

O Laboratório está apto a simular diversas condições operativas de cargas como bombas centrífugas, compressores, ventiladores e correias transportadoras demonstrando os fenômenos eletromecânicos pertinentes a estes sistemas.

Como diferencial, este laboratório traz a possibilidade de se fazer um estudo integrado de sistemas elétrico, mecânico, térmico e hidráulico. Uma vez que, a construção da bancada, se baseia na associação dos vários sistemas, torna-se impossível estudar a eficiência industrial por um sistema isolado.

Assim, tem sua relevância e inovação principalmente para o setor industrial, tornando-o competitivo a partir da redução do consumo e uso eficiente da energia elétrica.

5 AGRADECIMENTOS

A realização deste projeto foi possível pelo suporte financeiro proporcionado pela ELETROBRÁS / PROCEL.

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6 REFERÊNCIAS

ELETROBRÁS. Acesso em 02/02/2007, disponível em: http://www.eletrobras.gov.br

GELLER, Howard S. Revolução energética: políticas para um futuro sustentável. Trad. Maria Vidal Barbosa. Rio de Janeiro: Relume Dumará, 2003.

GOLDEMBERG, José. VILLANUEVA, Luz Dondero. Energia, meio ambiente e desenvolvimento. Trad. André Koch. 2ª. ed. São Paulo: EDUSP, 2003.

PROCEL. Orientações Gerais Para

Conservação de Energia em Prédios Públicos. Brasília, 2001.

CEMIG. Acesso em 03/02/2007, disponível em: http://www.cemig.com.br

SANTOS, A. H..M. e outros (2001). Conservação de Energia: Eficiencia Energética de Instalações e Equipamentos Editora da EFEI. 2ª. Ed. Itajubá. MG

MÁXIMA EFICIÊNCIA: Informativo do Programa Energia Inteligente da CEMIG . No. 3 – 2005

sistema de bombeamento

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