DESENVOLVIMENTO DE METODOLOGIA PARA DIAGNÓSTICO TÉRMICO DE TURBINAS A VAPOR EM CICLO COMBINADO COM COGERAÇÃO

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1 UNIVERSIDADE FEDERAL DE IAJUBÁ INSIUO DE ENGENHARIA MECÂNICA ROGRAMA DE ÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESE DE DOUORADO DESENVOLVIMENO DE MEODOLOGIA ARA DIAGNÓSICO ÉRMICO DE URBINAS A VAOR EM CICLO COMBINADO COM COGERAÇÃO Ator: MSc.Liz Fernando Valadão Flôres Orientador: rof. Dr. Marco Antônio Rosa do Nascimento Co-orientadora: rofa. Dra. Lcilene de Oliveira Rodriges Itajbá- Minas Gerais- Brasil 06

2 UNIVERSIDADE FEDERAL DE IAJUBÁ INSIUO DE ENGENHARIA MECÂNICA ROGRAMA DE ÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Liz Fernando Valadão Flôres DESENVOLVIMENO DE MEODOLOGIA ARA DIAGNÓSICO ÉRMICO DE URBINAS A VAOR EM CICLO COMBINADO COM COGERAÇÃO ese sbmetida ao rograma de ós-gradação em Engenharia Mecânica como parte dos reqisitos para obtenção do títlo de Dotor em Ciências em Engenharia Mecânica. Crso: Dotorado em Engenharia Mecânica Área de Concentração: érmica, Flídos e Máqinas de Flxo Orientador: rof. Dr. Marco Antônio Rosa do Nascimento Co-orientadora: rofa. Dra. Lcilene de Oliveira Rodriges Itajbá- Minas Gerais- Brasil 06

3 UNIVERSIDADE FEDERAL DE IAJUBÁ INSIUO DE ENGENHARIA MECÂNICA ROGRAMA DE ÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA DESENVOLVIMENO DE MEODOLOGIA ARA DIAGNÓSICO ÉRMICO DE URBINAS A VAOR EM CICLO COMBINADO COM COGERAÇÃO Ator: MSc. Liz Fernando Valadão Flôres Orientador: rof. Dr. Marco Antônio Rosa do Nascimento Co-orientadora: rofa. Dra. Lcilene de Oliveira Rodriges Composição da Banca Examinadora: rof. Dr. José Alexandre Matelli - UNES/GUARÁ rof. Dr. Sandro Barros Ferreira- G ENERGIA/RIO rof. Dr. Genésio José Menon - IEM/UNIFEI rofa. Dra. Lcilene de Oliveira Rodriges (Co-orientadora - IEM/UNIFEI rof. Dr. Marco Antônio Rosa do Nascimento (Orientador - IEM/UNIFEI

4 i Dedicatória À minha esposa Valéria Valadão aos mes filhos Daniela e Gabriel e à minha neta Lísa.

5 ii AGRADECIMENOS vida. rimeiramente a Des, pela saúde e paz concedidas drante todo o momento de minha Ao me orientador, rof. Dr. Marco Antônio Rosa do Nascimento, pela competência, dedicação, amizade e pelo sporte técnico indispensável drante todo este trabalho. À rofa. Dra. Lcilene de Oliveira Rodriges, minha co-orientadora, pela colaboração companheirismo e amizade. À minha qerida esposa Valéria, qe sempre esteve ao me lado me incentivando e não me deixando desistir diante das dificldades. Aos mes pais (in memoriam, Vicente e Amélia, qe sempre me incentivaram na formação e no desenvolvimento cltral. Aos amigos, rof. Dr. Fagner Lís Golart Dias e rof. Dr. Eraldo Crz dos Santos, pelo permanente incentivo, colaboração, amizade, e inesqecível convívio profissional. Ao rofessor Dr. José Leonardo Noronha, pelo apoio e valiosas sgestões, qe contribíram para a elaboração deste trabalho. À EROBRAS/CENES através do &D com o ermo de Cooperação número , pelos dados necessários para a realização deste trabalho, além do sporte financeiro. Ao Institto de Engenharia Mecânica da UNIFEI, pela oportnidade qe me concede na realização deste trabalho e aos amigos desse Institto, representados pelos mes dedicados colegas, rofessores e Servidores écnico-administrativos, pelo convívio profissional. Enfim, agradeço a todos qe de algma forma contribíram para o desenvolvimento dessa tese.

6 iii MENSAGEM A pedra qe os pedreiros rejeitaram, torno-se agora a pedra anglar. [Salmo 7(8]

7 iv RESUMO Valadão, L.F.F. (06, Desenvolvimento de Metodologia para Determinação da Qeda de Desempenho érmico de rbinas a Vapor em Ciclo Combinado com Cogeração, Itajbá, MG, 88p. ese (Dotorado em Engenharia Mecânica - Institto de Engenharia Mecânica, A necessidade cada vez maior na tilização de instalações termelétricas mais eficientes e menos onerosas, tendo em vista o se so para geração de energia elétrica no Brasil, ter amentado significativamente nas últimas décadas, acaba por incentivar o desenvolvimento de tecnologias para o monitoramento de sa operação. Assim, melhorias no desempenho térmico das trbinas a vapor irão axiliar a obter vantagens competitivas no mercado pela redção de cstos operacionais e amento da disponibilidade da planta na prodção de energia, com maior eficiência. O trabalho tem como objetivo o desenvolvimento de ma metodologia e de ma ferramenta comptacional, baseado na metodologia de Spencer, Cotton e Cannon, para determinar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor operando em Ciclo Combinado com Cogeração. Foram feitos vários ajstes à metodologia originalmente escolhida como referência, destacando-se qe a mesma não previa o so da Cogeração, o seja, não previa extrações em estágios intermediários da trbina a vapor. Assim, a metodologia foi modificada para contemplar a extração de vapor, e os resltados obtidos considerados satisfatórios. Diante dos resltados apresentados, observa-se qe os maiores desvios dos valores obtidos para a eficiência ocorreram na seção de baixa pressão, com,4% o maior, principalmente em virtde da grande qantidade de parâmetros qe variam simltaneamente e da forte inflência da extração nessa seção, o qe não ocorre nas seções de alta e baixa pressão da trbina a vapor. alavras-chave: Qeda de desempenho; análise termodinâmica; eficiência, energia.

8 v ABSRAC Valadão, L.F.F. (06, Development of a Methodology to Determination of Decrease (fall; drop hermal erformance of Steam rbines in Combined Cycle with Cogeneration, Itajbá, MG, 88p. hesis (hd. in Mechanical Engineering - Institte of Mechanical Engineering, Federal University of Itajbá. he need for increasing the se of more efficient and less costly thermoelectric facilities, in view of their se for electricity generation in Brazil, have increased significantly in recent decades, it trns ot to encorage the development of technologies for the monitoring of its operation. hs, improvements in thermal performance of the steam trbines will help gain competitive advantage in the market by redcing operating costs and increasing plant availability in power prodction, more efficiently. he stdy aims to develop a methodology and a comptational tool based on Spencer Cotton and Cannon methodology, to determine the drop of thermal performance steam trbines operating in cogeneration combined cycle. It was carried ot several adjstments to the methodology, originally chosen as a reference, emphasizing that it did not predict the se of cogeneration, i.e. it not provide extractions models at intermediate stages of the steam trbine. hs, the method was modified to contemplate the steam extraction, and obtained satisfactory reslts. he reslts presented, it is observed that the largest deviation vales obtained for efficiency occrred in the low-pressre section, was abot.4%, mainly becase of the large nmber of parameters that vary simltaneosly and the strong inflence of extraction in this section, which does not occr in the other, H and I trbines. Keywords: Efficiency drop; thermodynamic analysis; efficiency, energy.

9 vi SUMÁRIO DEDICAÓRIA... I AGRADECIMENOS... II MENSAGEM... III RESUMO... IV ABSRAC... V SUMÁRIO... VI LISA DE FIGURAS... X LISA DE ABELAS... XIV NOMENCLAURA, SÍMBOLOS E ABREVIAÇÕES... XVI CAÍULO... INRODUÇÃO.... OBJEIVOS..... Objetivo geral..... Objetivos específicos.... ORGANIZAÇÃO DO RABALHO... 3 CAÍULO... 5 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA SELEÇÃO DA MEODOLOGIA DE CÁLCULO LEVANAMENO DA MEODOLOGIA DE CÁLCULO Eficiência da trbina e perdas Avaliação de eficiência dos estágios de ma trbina a vapor Avaliação de eficiências das seções de ma trbina a vapor... 8

10 vii..4 Avaliação e desempenho da instalação DEERMINAÇÃO DAS ROVÁVEIS CAUSAS DE QUEDA DO DESEMENHO NAS SEÇÕES DA URBINA roblemas em rbinas a Vapor Disponibilidade da rbina e Severidade de Falhas Diagnóstico....3 MEODOLOGIA DE CÁLCULO... 3 CAÍULO ESUDO DE CASO - USINA ERMELÉRICA EUZÉBIO ROCHA CARACERÍSICAS OERACIONAIS DA USINA EM ESUDO LEVANAMENO DA INSRUMENAÇÃO ALICADA, DO CRONOGRAMA DE CALIBRAÇÃO E DA INCEREZA DE MEDIÇÃO LEVANAMENO DO HISÓRICO OERACIONAL DE MANUENÇÃO DA URBINA COM AS CAUSAS E QUEDAS DE DESEMENHO DEERMINAÇÃO DAS OSSÍVEIS CAUSAS DE QUEDA DE DESEMENHO NAS SEÇÕES DA URBINA emperatras do vapor e dos componentes do sistema ressões de vapor Gra de eficiência Rotação CAÍULO ELABORAÇÃO DE MEODOLOGIA ARA RAAMENO DOS RESULADOS DOS ESES ROCEDIMENO ARA OBENÇÃO DOS DADOS DA URBINA A VAOR LEVANAMENO DOS LIMIES OERACIONAIS ARA OS ARÂMEROS ÉRMICOS (DADOS DE ROJEO... 39

11 viii 4.. Divergências admissíveis das condições nominais (Siemens, AVALIAÇÃO DAS INCEREZAS DAS MEDIÇÕES Introdção Jstificativa Incerteza de Medição Avaliação da Incerteza adrão Incerteza adrão Combinada Incerteza Expandida CAÍULO DESENVOLVIMENO DA LANILHA COM DEALHAMENO DA MEODOLOGIA EMREGADA ESBOÇO DA LANILHA EXCEL A SER DESENVOLVIDA MEODOLOGIA ARA OBENÇÃO DO DESEMENHO DE URBINAS A VAOR EM CONDIÇÕES DE ROJEO E EM CARGAS ARCIAIS Heatflow Diagram DESCRIÇÃO DA MEODOLOGIA EMREGADA Seção de Alta ressão Seção de ressão Intermediária Seção de Baixa ressão RESUMO DOS DESVIOS AÓS CÁLCULOS Metodologia Spencer Modificada (planilha X Heat Flow Aplicação dos Dados da Aneel à Metodologia Aplicação dos Dados para 48,00 MW à Metodologia CONSIDERAÇÕES...

12 CAÍULO CONCLUSÕES, CONRIBUÇÕES E RABALHOS ESBOÇO DA LANILHA EXCEL A SER DESENVOLVIDA... 3 ix 6. CONCLUSÕES CONRIBUIÇÕES DA ESE FUUROS RABALHOS... 6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 7 AÊNDICE I CÁLCULO DAS EFICIÊNCIAS DAS SEÇÕES DE ALA, MÉDIA E BAIXA RESSÃO DA URBINA A VAOR E DAS INCEREZAS DAS MEDIÇÕES REALIZADAS AÊNDICE II CÁLCULO DAS VAZÕES DE SELAGEM DA URBINA AÊNDICE III MANUAL DE OERAÇÃO DA LANILHA... 0 A - DESCRIIVO DAS ABAS DA LANILHA... 0 B - REARAÇÃO E EXECUÇÃO DO ESE DE ERFORMANCE... 9 C - ANÁLISE DOS RESULADOS D - COMENÁRIOS... 4 AÊNDICE IV CÓDIGO EM VISUAL BASIC ARA OBENÇÃO DAS EFICIÊNCIAS NAS SECÇÕES DE ALA, MÉDIA E BAIXA RESSÕES A CÁLCULO DA EFICIÊNCIA ARA A SEÇÃO DE ALA RESSÃO B - CÁLCULO DA EFICIÊNCIA ARA A SEÇÃO DE RESSÃO INERMEDIÁRIA C - CÁLCULO DA EFICIÊNCIA ARA A SEÇÃO DE BAIXA RESSÃO AÊNDICE V HEAFLOW DIAGRAMS... 55

13 x LISA DE FIGURAS Figra. - erda de eficiência do estágio por perda nitária nas palhetas em fnção do gra de reação... 7 Figra. - rocessos de expansão de vapor típicos no diagrama de Mollier... 8 Figra.3 - Constrção das linhas de expansão para a seção de alta pressão... Figra.4 - Constrção das linhas de expansão para a seção de pressão intermediária... Figra.5 - Constrção da linha de expansão para ma seção de baixa pressão... 3 Figra.6 - Constrção da linha de expansão para ma seção sem reaqecimento... 3 Figra.7 - Exemplo de ma crva de perdas na exastão de ma trbina de baixa pressão com condensação... 4 Figra.8 - As casas de falhas mais comns qe geram perda de disponibilidade em centrais termelétricas convencionais de 998 até Figra 3. -: Fotos da Usina ermelétrica Ezébio Rocha... 6 Figra 3. - rbina a Vapor... 6 Figra Condensador... 7 Figra Conexão da rbina a Vapor ao Gerador... 7 Figra 5. ela inicial da planilha Figra 5. Aba correspondente aos dados de entrada... 5 Figra 5.3 Aba correspondente a avaliação da incerteza de medição Figra 5.4 Aba correspondente ao balanço de massa Figra 5.5 Aba correspondente ao cálclo da eficiência na alta pressão Figra 5.6 Aba correspondente ao cálclo da eficiência na pressão intermediária... 55

14 Figra 5.7 ropriedades do Vapor da UE- EZR para 55 MW de potência Figra 5.8 Localização dos principais pontos na trbina a vapor da UE EZR Figra 5.9 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pelo diâmetro primitivo do estágio de reglação Figra 5.0 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pela razão de pressão na vazão de projeto Figra 5. Correção da eficiência para ma trbina em carga parcial, na seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pelo diâmetro médio do estágio de reglação Figra 5. Correção da eficiência para ma trbina em carga parcial, seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pela razão da vazão de controle (FR Figra 5.3 Distribição das eficiências da seção de alta pressão sem ajstes na metodologia... 7 Figra 5.4 Crva de ajstes para a seção de alta pressão Figra 5.5 Distribição das eficiências para a seção de alta pressão após ajstes Figra 5.6 Correção da eficiência para a trbina da seção de pressão intermediária, sem estágio de reglação, rpm Figra 5.7 Crva de tendência para ajstes da metodologia na seção intermediária Figra 5.8 Distribição das eficiências da seção de pressão intermediária sem ajstes na metodologia Figra 5.9 Distribição das eficiências para a seção de pressão intermediária após ajstes Figra 5.0 Linhas de Expansão ilstrando o conceito de ELE Figra 5. Correção da eficiência da seção reaqecida o não, com condensação para as condições iniciais de pressão e temperatra do vapor, para trbinas com rotação de e / o.800 rpm xi

15 Figra 5. Correção do ELE para a pressão de exastão para seções reaqecidas o não e com rotação da trbina de e/ o.800 rpm Figra 5.3 Exemplo das crvas de perdas na exastão fornecidas pelo fabricante Figra 5.4 Distribição das eficiências para a seção de baixa pressão sem ajstes Figra 5.5 Crva de tendência para ajste dos desvios encontrados Figra 5.6 Diferença na entalpia de exastão da seção de baixa pressão pela variação nas condições da extração V Figra 5.7 Distribição das eficiências da seção de baixa pressão após ajstes Figra 5.8 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V Figra 5.9 Distribição dos desvios das potências mecânicas das seções da V Figra 5.30 Resltados dos valores das potências elétricas Figra 5.3 Linhas de Expansão para as seções da V 55 MW... 0 Figra 5.3 Linhas de Expansão para as seções da V 53,4 MW Figra 5.33 Linhas de Expansão para as seções da V 5,80 MW Figra 5.34 Linhas de Expansão para as seções da V 50,6 MW Figra 5.35 Linhas de Expansão para as seções da V 44,73 MW Figra 5.36 Linhas de Expansão para as seções da V 36,47 MW Figra 5.37 Linhas de Expansão para as seções da V 9,39 MW Figra 5.38 Linhas de Expansão para as seções da V,3 MW Figra 5.39 Instrmentos adicionais necessários ao balanço de massa e energia... Figra 5.40 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V... Figra 5.4 Distribição dos desvios da potência mecânica nas seções da V... 3 xii

16 Figra 5.4 Resltados e os desvios da potência elétrica... 4 Figra 5.43 Linhas de Expansão para as seções da V... 5 Figra 5.44 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V... 6 Figra 5.45 Distribição dos desvios da potência mecânica nas seções da V... 7 Figra 5.46 Resltados da potência elétrica... 7 Figra 5.47 Linhas de Expansão para as seções da V... 8 xiii

17 xiv LISA DE ABELAS abela. - erdas de carga e potência abela. - erdas nas seções e sas casas abela.3 - Sintomas de perdas características em trbinas a vapor... 7 abela.4 - erdas típicas nas seções de ma trbina a vapor... 8 abela.5 - Algmas formas de degradação e como detectá-las abela.6 - arâmetros chaves qe podem mostrar as condições nas seções da trbina a vapor... 9 abela.7 - Mecanismos de falha, casas, freqência e severidade em instalações fósseis... 0 abela.8 - Comparação das eficiências através do método da GE e pelo Heat Rate dado nos testes de comissionamento... 3 abela 4. - Identificação das leitras das medidas registradas na sala de controle abela 4. - Características técnicas da trbina a vapor abela 5. - Características do vapor na seção de alta pressão para diversas cargas abela 5. - Características do vapor na seção de pressão intermediária para diferentes cargas abela Características do vapor na seção de baixa pressão para diferentes cargas abela rocedimento de cálclo da eficiência... 6 abela Etapas da metodologia para a seção de alta pressão sem correção no valor inicial abela Etapas da metodologia para a seção de alta pressão com correção no valor inicial.. 70 abela Resmo das eficiências do Heatflow Diagram verss Spencer sem ajstes abela rocedimento de cálclo da eficiência... 75

18 abela Eficiência para a seção de pressão intermediária para 55 MW abela Eficiência para a seção de pressão intermediária sem ajstes abela 5. - Valores tabelados das perdas de exastão na seção de baixa pressão abela 5. - Determinação da eficiência da seção de baixa pressão sem ajstes no valor inicial abela Determinação da eficiência da seção de baixa pressão com ajstes abela Desvios dos resltados da metodologia empregada com os resltados do Heatflow para as seções de alta (H, média (I e baixa (L pressões abela Desvios dos resltados da metodologia empregada com os resltados do Heatflow Diagram para as otências Mecânica e Elétrica abela Desvios dos resltados da metodologia modificada com os resltados do Heatflow, este de erformance ANEEL e este de erformance UE Cbatão, para a Eficiência Isentrópica e otência Elétrica xv

19 xvi NOMENCLAURA, SÍMBOLOS E ABREVIAÇÕES Caracteres alfabéticos A área da vazão de selagem (área anlar perpendiclar ao escoamento do vapor A an a área anlar da seção de exastão AE energia útil da seção de baixa pressão AE800 energia útil da secção de baixa pressão a 800 rpm AERht.Sect. energia útil da secção de reaqecimento C constante da vazão de selagem Deixo diâmetro do eixo D ext diâmetro externo da pá do último estágio da trbina de baixa pressão D int diâmetro interno da pá do último estágio da trbina de baixa pressão DCA temperatra aproximada do dreno de resfriamento DM diâmetro médio ED energia disponível ELE ponto final da linha de expansão ELE,5 entalpia específica do vapor a ma pressão de,5 pol Hg abs. ELE ressão de Exastão no Condensador (EC entalpia específica do vapor f folga entre os dentes de selagem e o eixo da seção, o ma fnção dada G grandeza qalqer calclada h ae entalpia específica da ága de alimentação na entrada do aqecedor regenerativo h as entalpia específica da ága de alimentação na saída do aqecedor regenerativo h ces entalpia específica do condensado da extração na saída do aqecedor regenerativo hele entalpia específica no ponto final da linha de expansão hentrada entalpia específica do vapor na entrada da seção hlíqido entalpia específica do líqido satrado na pressão medida drante o teste hlíqido,5 entalpia específica do líqido satrado a ma pressão de,5 pol Hg abs. hsaída entalpia específica vapor na saída da seção

20 hsaída isentrópica entalpia específica vapor na saída da seção para processo ideal [isentrópico] h vee entalpia específica do vapor de extração na entrada hvapor entalpia específica do vapor satrado na pressão medida drante o teste hvapor,5 entalpia específica do vapor satrado a ma pressão de,5 pol Hg abs. H(F entalpia de satração do líqido H(G entalpia de satração do vapor H(FG calor latente de vaporização HH ii cccccccc salto entálpico do processo sem reaqecimento HH ii rr salto entálpico do processo com reaqecimento H IV entalpia específica do vapor após as válvlas interceptadoras H m entalpia da mistra do vapor qe vem dos selos da seção de alta pressão somada ao vapor de entrada da trbina de pressão intermediária H t entalpia específica total do vapor H entalpia do vapor após as válvlas parcializadoras H xs entalpia específica sob a linha de expansão isentrópica com pressão de,5 pol Hg abs. (,5 pol Hg abs. 0, bar k fator de abrangência o fator de correção para m determinado nível de confiança K fator de correção para folga entre os selos KKS sistema de identificação de código K, K fatores de perda no gerador k95 fator de correção para o cálclo da incerteza expandida para m nível de confiança de 95%. Mi Medidas ML perdas mecânicas MM Média das medidas MW potência nominal xvii m a vazão mássica da ága de alimentação mm cccc vazão mássica de condensado na saída do aqecedor regenerativo

21 xviii mm cccccccc vazão mássica do vapor de exastão da trbina de baixa pressão para o condensador mm cccc vazão mássica do vapor speraqecido de controle de projeto mm RRRR mm vvvv vazão mássica do vapor de projeto das seções reaqecidas vazão mássica do vapor de extração mm vvvvvv vazão mássica do vapor de vazamento da válvla parcializadora mm vvvv vazão mássica do vapor de selagem n qantidade de leitras realizadas N número de seções de flxo paralelo; o número de dentes estacionários no labirinto, o número total de fontes de incertezas analisadas potência prodzida, probabilidade de abrangência o nível da confiança do intervalo 0 pressão inicial do vapor no processo pressão do vapor na entrada do labirinto,a pressão do vapor para o reglador do vapor de selagem pressão do vapor na saída do labirinto b pressão do vapor após a válvla de controle cond pressão no condensador (S pressão de satração iv pressão do vapor na entrada da seção intermediária t pressão total do vapor s pressão de admissão do vapor x pressão de saída da seção da trbina a vapor q variável o parâmetro operacional medido qq média das leitras realizadas para o parâmetro operacional medido Q vazão mássica do vapor speraqecido o entrada de energia térmica R Resolção dos sistemas de medição Sb entropia do vapor após as válvlas interceptadoras as seção intermediária S IV entropia do vapor antes da válvla interceptadora na seção de baixa pressão

22 xix Sm entropia do vapor na entrada da seção intermediária St entropia total do vapor S(F entropia de satração do líqido S(G entropia de satração do vapor S(q desvio padrão da variável o parâmetro operacional medido 0 temperatra inicial do vapor no processo d temperatra do condensado qe sai do dreno do aqecedor d endência, estimativa do erro sistemático e temperatra da ága de alimentação qe entra no aqecedor regenerativo EL perda total da exastão E ponto final da trbina FR taxa de razão de flxo GV trbogerador a vapor iv temperatra do vapor após as válvlas interceptadoras s temperatra de saída da ága qe sai do aqecedor regenerativo (S temperatra de satração sat temperatra de satração do vapor de extração t temperatra do vapor na entrada da seção de alta pressão D temperatra da diferença de temperatra terminal no aqecedor regenerativo incerteza padrão A incerteza padrão tipo A c incerteza combinada Cal Incerteza da Calibração (G incerteza padronizada da grandeza G h incerteza das variáveis n fonte de incerteza (incerteza direta da variável medida (q incerteza padronizada associada à variável o parâmetro operacional medido

23 R Incerteza padrão do erro de arredondamento introdzido pela resolção limitada determinada do dispositivo indicador, assmindo ma distribição retanglar com ar/ i incerteza padronizada associada a i-ésima fonte de incerteza (x, (x, (x3, incertezas padronizadas associadas às grandezas de entrada c (y incerteza combinada da fnção y. U incerteza expandida U95 incerteza expandida para m nível de confiança de 95% UEE ponto final da energia tilizada UE Usina ermelétrica V an velocidade anlar na saída do vapor após o último estágio da seção de baixa pressão V(F volme específico de satração do líqido V(G volme específico de satração do vapor X diâmetro médio em polegadas x, x, x3, grandezas qaisqer de entrada y estimativa do mensrando Y Y porcentagem de midade presente no vapor a ma pressão de,5 pol Hg abs. Y porcentagem de midade presente no vapor na pressão medida drante o teste xx

24 xxi Caracteres gregos ƒ/xi derivada parcial da fnção f em relação à xi. η eficiência na seção de pressão intermediária η A eficiência para a razão de pressão na vazão de projeto (%, o eficiência na seção de alta pressão η Acarga parcial eficiência para a carga parcial o mínima η B eficiência na seção de baixa pressão η CI eficiência para as condições iniciais de temperatra e pressão η CS eficiência na seção de condensação η DM eficiência para o estágio governante (º estágio η EG eficiência para o estágio governante a carga parcial η elétrico rendimento elétrico do gerador η H eficiência na seção de alta pressão Η HF eficiência adiabática do Heatflow Η HFD eficiência adiabática coma degradação natral η isentrópica eficiência isentrópica η m eficiência para a vazão volmétrica η I eficiência na seção de pressão intermediária η RE eficiência da trbina com reaqecimento η tttttttttt (mmédddddd Valor médio da eficiência adiabática χ títlo do vapor, para ma pressão de,5 pol Hg abs. χ títlo do vapor

25 ELE variação da entalpia no ponto final da expansão para a pressão absolta do condensador drante o teste ΔDD eeee Desvio da eficiência adiabática calclada em relação ao valor da referência Δη CS desvio da eficiência entre o Heatflow e a metodologia Δη DN valor da degradação natral em fnção do tempo de operação Δη incerteza desvio da incerteza medida xxii η η η 3 η 4 η 5 variável para a mdança da eficiência para a vazão volmétrica variável para a mdança da eficiência para o estágio governante variável para a mdança da eficiência para a razão de pressão na vazão de projeto variável para a mdança da eficiência para o estágio governante a carga parcial variável para a mdança da eficiência para a carga parcial o mínima υ volme específico do vapor na exastão da trbina ϑ volme específico do vapor de entrada no labirinto ϑ,a volme específico do vapor para o reglador do vapor de selagem ϑ c volme específico do vapor speraqecido de controle υ ef número de gras de liberdade efetivos υi número de gras de liberdade associado a i-ésima fonte de incerteza ϑ VI volme específico do vapor na pressão e temperatra de projeto antes das válvlas interceptadoras prodto da mltiplicação dos fatores de correção pertinentes ao ciclo da trbina

26 CAÍULO INRODUÇÃO A competividade no mercado de geração de energia elétrica vem amentando gradativamente nas últimas décadas no Brasil tendo em vista a sitação atal do planeta, onde o recrso ága, antes considerado inesgotável, tem se tornado cada dia mais escasso. Desta forma, a geração de energia termelétrica no nosso país vem crescendo, pois além da escassez, tem-se qe a maior parte dos recrsos hídricos, destinados à geração hidrelétrica, já foram explorados. Devido aos cstos de geração nas termelétricas ser sperior aos cstos correspondentes nas hidrelétricas, será de grande valor a redção destes cstos além de ma gestão eficiente de operação nas térmicas. O so de instalações trabalhando em Ciclo Combinado tem sido ma prática já desenvolvida e bastante tilizada nesse sentido, bem como o so de Sistemas de Cogeração em instalações indstriais. Assim, a necessidade cada vez maior em redzir o csto da energia gerada por termelétricas, acaba por incentivar o desenvolvimento de tecnologias para o monitoramento e diagnóstico de sa operação, isto é, de eqipamentos e instalações, fazendo srgirem técnicas de aprimoramento dos mesmos. Dessa forma, as técnicas para monitoramento de falhas em trbinas a vapor irão melhorar se desempenho térmico além da qalidade da mantenção, amentando a disponibilidade da sina na prodção de energia, com ma eficiência adeqada. O trabalho tem como originalidade e inovação o desenvolvimento de ma ferramenta comptacional para avaliar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor através da avaliação da degradação do estado termodinâmico do eqipamento, operando em Ciclo Combinado com Cogeração. Esta tecnologia ainda não se encontra disponível para este tipo de ciclo e contribirá com procedimentos o metodologia qe permitirão a redção dos cstos operacionais e amento da

27 disponibilidade e confiabilidade do sistema de centrais termelétricas de Ciclo Combinado com Cogeração, possibilitando assim: - rocedimentos informatizados para análise e diagnóstico da qeda de desempenho de trbinas a vapor. - Melhoria do processo. 3 - Melhoria da qalidade do serviço prestado. 4 - Amento da vida útil do eqipamento.. Objetivos.. Objetivo geral O trabalho tem como objetivo o desenvolvimento de ma metodologia e de ma ferramenta comptacional, baseado na metodologia de Spencer et al. (974, para determinar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor operando em Ciclo Combinado com Cogeração... Objetivos específicos - Desenvolver a metodologia e o procedimento para avaliar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor em Ciclo Combinado com Cogeração, baseado na metodologia de Spencer et al. ( Desenvolver e informatizar em planilha Excel a aplicação da metodologia de qeda de desempenho térmico elaborada. - Desenvolver e informatizar a metodologia de propagação de erros, necessária no cálclo da qeda de desempenho térmico. - Realizar m estdo de caso em ma Central ermelétrica de Ciclo Combinado com Cogeração para validação da metodologia.

28 3. Organização do rabalho No Capítlo, são apresentados os aspectos gerais desse trabalho, visando demonstrar a importância deste estdo em desenvolvimento, apresentado nos segintes tópicos: Motivação para o Estdo, em conjnto com a elcidação do Objetivo Geral e dos Objetivos Específicos. No Capítlo, através da Revisão da Literatra, apresentam-se conceitos qe serão tilizados no decorrer do trabalho, mostrando várias pblicações existentes, para assim obter informações qe irão sbsidiar a escolha da metodologia de cálclo para o trabalho, jstificando se desenvolvimento. Apresentam-se, indicadores de mecanismos para determinação das prováveis casas da qeda de desempenho em trbinas a vapor e o procedimento de cálclo dos parâmetros térmicos, de acordo com a metodologia proposta por Spencer et al. (974, contendo balanços de massa e energia além de cálclos de eficiência e potência entre otros. No Capítlo 3, com base nos estdos realizados e na docmentação cedida pela Usina ermelétrica (UE Ezébio Rocha, apresenta-se o levantamento das características operacionais da trbina a vapor, instrmentação e otras informações complementares sobre possíveis casas da qeda de desempenho nas seções da trbina. No Capítlo 4, apresentam-se os procedimentos para a elaboração da metodologia para tratamento dos resltados dos testes, além do método de avaliação das incertezas das medições a serem realizadas. No Capítlo 5, apresenta-se ma descrição mais clara da metodologia proposta por Spencer et al. (974, originalmente escolhida no Capítlo, através de m passo a passo das etapas empregadas, bem como dos ajstes e adaptações qe foram feitas na metodologia para o caso de Ciclo Combinado com Cogeração, com axílio da planilha Excel desenvolvida. ara o desenvolvimento da planilha em Excel para esta tese, faz-se necessário a implementação das eqações apresentadas pela metodologia escolhida, e assim foram implementadas inúmeras rotinas tilizando a lingagem Visal Basic (VB, através de Macros, para axiliar na solção destas eqações.

29 4 No Capítlo 6, apresentam-se as Conclsões, Contribições e Ftros rabalhos. No Apêndice, apresentam-se o cálclo das eficiências das seções de alta, média e baixa pressão da trbina a vapor e das incertezas das medições realizadas, o cálclo das vazões de selagem da trbina, os Heatflow Diagram (Diagrama de flxo de calor para a trbina da UE Ezébio Rocha e o manal de operação da planilha.

30 5 CAÍULO REVISÃO BIBLIOGRÁFICA SELEÇÃO DA MEODOLOGIA DE CÁLCULO Neste Capítlo, através da Revisão da Literatra, apresentam-se conceitos qe serão tilizados no decorrer do trabalho, mostrando várias pblicações existentes, para ma avaliação do estado da arte sobre o tema em estdo, e assim obter informações qe irão sbsidiar a escolha da metodologia de cálclo para o trabalho, jstificando se desenvolvimento. A pesqisa realizada ao longo deste trabalho permiti verificar qe não há mitos avanços apresentados na literatra aberta, principalmente com relação à metodologias para obtenção do desempenho e diagnóstico térmico de trbina a vapor. O presente Capítlo trata de dois assntos essenciais para a realização de análise de qeda de desempenho em trbinas a vapor. O primeiro relaciona-se à eficiência da trbina, apresentando m panorama geral das casas das perdas de cargas bscando ao máximo qantificá-las. O segndo ponto trata dos mecanismos de falhas mais recorrentes em trbinas a vapor, como vazamentos, incrstações, erosão, desbalanceamento e falha mecânica das pás (danos internos. Este estdo tem como objetivo a análise das possíveis casas físicas da qeda de desempenho, axiliando assim a avaliação.

31 . Levantamento da Metodologia de Cálclo 6.. Eficiência da trbina e perdas Os ciclos térmicos teóricos são tilizados como parâmetros de comparação da eficiência da trbina. Cotton (998, aponta qe o cálclo de rendimento a partir da medição de entropia do flido é a forma mais rápida e com melhor csto benefício de avaliar ma trbina. Como regra geral, Cotton (998, relaciona qe a cada % de redção de pressão reslte na redção de 0,% de energia gerada pela trbina. A abela. mostra m levantamento das perdas de carga feito por Cotton (998 e tabelado por McCloskey, et al. (999. abela. - erdas de carga e potência. (MCCLOSKEY, et al. 999 Casa Qeda de pressão erda de potência Escoamento pelas válvlas de controle e válvla de emergência na trbina A 4% 0,4% Reaqecimento perdas de carga em tblações e na caldeira 7 0% 0,7 % Retorno do reaqecimento e passagem pela válvla de segrança % 0,% erdas por escoamento entre trbinas de alta pressão, pressão intermediária, e trbina de baixa pressão 3% 0,3%.. Avaliação de eficiência dos estágios de ma trbina a vapor. Segndo Albert (000, as perdas nos estágios da trbina podem ser classificadas em qatro grpos. erdas por fga de escoamento, por atrito, perdas aerodinâmicas e por mdanças de seções. Cotton (998, relaciona a velocidade tangencial da pá e a qantidade de energia disponível no vapor, com o rendimento teórico do estágio. Estes parâmetros são significativos para a eficiência do estágio. Ao considerar a razão entre a pressão a jsante e a montante de m estágio da trbina, tem-se a razão de pressão daqele estágio. Qanto maior for a razão de pressão, maior a potência extraída do vapor. ipicamente ma razão de,5 é praticada em todos os estágios para ma trbina de alta pressão, e o qe varia é o gra de reação na base e no topo de cada pá. Na base se mantém m gra de reação de 5% enqanto qe a reação no topo pode chegar a 30%.

32 7 Entre as demais perdas, têm-se as perdas viscosas em trbinas de reação qe ficam em torno de %, enqanto qe para trbinas de ação, 3%, segndo Cotton (998. As perdas por variação de área implicam em fltações de pressão, criando pontos de estagnação na saída de m estágio qe geram vórtices e perdas qe podem chegar a 3%. As perdas por fga no topo das palhetas podem ser estimadas considerando eqacionamentos de escoamento incompressível e estas tendem a amentar com so da trbina devido ao amento da folga entre os anéis de vedação e aros de consolidação. Ocorre o amento das fgas nos selos mecânicos se o diferencial de pressão entre estágios amentar. Este fator depende do tipo de selagem tilizada, e podem representar de 0,5% a % de qeda de rendimento do estágio. Vale ressaltar qe trbinas de flxo dplo apresentam o dobro de vazamento do qe as de flxo simples. As perdas por atrito lateral resltam da formação de vórtices próximos às paredes internas. Cotton (998, demonstra por meio dos triânglos de velocidade do estator e rotor de m estágio de ação, qe % de perda de eficiência na roda móvel, acarreta 0,5% de perda de eficiência do estágio enqanto qe % de perda no estator acarreta % no estágio. ara trbina de 50% de reação, % de perda na roda móvel o roda fixa acarretam 0,5% de perda no estágio. Estas relações entre perda relativa de eficiência nas pás e conseqentes perdas totais do estágio em fnção do gra de reação do mesmo foram traçados no gráfico da Figra.. Figra. - erda de eficiência do estágio por perda nitária nas palhetas em fnção do gra de reação (Adaptada de COON, 998.

33 ..3 Avaliação de eficiências das seções de ma trbina a vapor 8 Nas trbinas de múltiplos estágios é impraticável verificar o rendimento entre cada estágio, de forma qe em ordem prática, apenas o rendimento da seção é calclado. O complemento nitário do rendimento representa as perdas totais internas da máqina. ara realizar a avaliação de ma seção, basta medir a temperatra e pressão a montante e a jsante da seção da trbina em qestão. Cotton (998 plota sobre o diagrama de Mollier, diversas trbinas típicas com ses respectivos rendimentos, e este diagrama é mostrado na Figra.. Em geral, as trbinas de alta pressão apresentam rendimentos menores do qe as intermediárias visto qe perdas por vazamentos são mais representativas. No otro extremo, a trbina de baixa pressão tem se rendimento prejdicado pela midade nos últimos estágios de expansão. Em linhas gerais, % de midade implica em % de perda de eficiência no estágio. Cotton (998 também observa a necessidade de considerar a qeda de pressão na válvla trip, commente de %, ma vez qe os manômetros são instalados antes desta; cotovelo o otros aparelhos intermediários também devem ser considerados. Diversos diagramas de correções de rendimentos específicos para cada arranjo de trbina em fnção da razão de pressão e velocidade da trbina podem ser encontrados em Cotton (998. Figra. - rocessos de expansão de vapor típicos no diagrama de Mollier (Adaptada de COON, 998.

34 A abela. lista e descreve as casas de perda de rendimento interno nas seções das trbinas. abela. - erdas nas seções e sas casas. (MCCLOSKEY, et al. 999 ipo de perda erdas devido ao escoamento viscoso nas rodas móveis e fixas, e perdas de geometria erdas devido ao fator de atrito das partes internas Desvio da velocidade ideal Descrição erdas geradas pela viscosidade na camada limite próximas às sperfícies, cerca de % em cada roda. em-se também as perdas devido à alteração do perfil das pás gerada por erosão. O acabamento sperficial das pás inflencia na eficiência da seção, qanto pior, maiores serão as perdas. Mdanças qe ocorrem por alteração de parâmetros de operação qe diferem do nominal, como por exemplo, pressão de trabalho alteram a velocidade do escoamento e conseqentemente o rendimento da expansão do vapor em cada estágio. erdas secndárias o atrito Formação de vórtices na carcaça, gerando efeito similar à perda lateral de escoamento nas pás. erdas por fga - opo da roda móvel Fga de vapor entre o aro de consolidação e a carcaça. - Fga no diafragma (entre estágios Excesso de midade Fga de vapor qe acarreta na perda de energia útil qe foi desviada e distúrbio do escoamento ao retornar ao flxo principal. O condensado apresenta velocidade inferior ao vapor, de forma qe ao colidir com as rodas móveis, retardam se movimento, além de acelerar o processo de degradação das mesmas Avaliação e desempenho da instalação O diagnóstico do desempenho de ma instalação a vapor é extenso e demorado. Um método de diagnóstico de desempenho foi apresentado e pblicado por Spencer et al. (974. Esta pblicação é ma revisão do ASME aper nº 6 WA 09, originalmente apresentado em 96. Este método, avalia o desempenho da trbina a vapor em operação. Uma vez qe a nidade foi adqirida, o fabricante deverá fornecer os dados e informações qe irão permitir ma maior precisão do prognóstico de desempenho. O prognóstico de desempenho da trbina envolve a consideração dos segintes parâmetros: Cálclo da eficiência isentrópica; Cálclo da eficiência pelo so das linhas de expansão; Cálclo das perdas na exastão; Cálclo das vazões de selagem; Cálclo das perdas mecânicas.

35 0 a - Cálclo da eficiência isentrópica A energia fornecida por cada qilograma de vapor pode ser determinada para cada seção da trbina pela sbtração da entalpia de exastão o de saída (h saída da entalpia de entrada (h entrada. Dividindo esta sbtração da qantidade de energia qe deveria ser fornecida se o processo fosse ideal, o seja, isentrópico (h entrada h saída isentrópica obtém-se a eficiência da seção (o do estágio da trbina. A eqação. define esta eficiência isentrópica. Eficiência η h h h h entrada saída isentrópic a entrada saída isentrópica 00% (. b - Cálclo da eficiência pelo so das linhas de expansão A expansão através de ma seção da trbina a vapor é feita através da expansão do vapor por diversos estágios e está relacionada às seções de alta, média (o intermediária e baixa pressão. Desta forma, o desenvolvimento de ma crva de linha de expansão para ma seção particlar de ma trbina deverá ser baseada na eficiência geral da seção. A eficiência da seção sando a linha de expansão pode ser tomada como fnção da vazão volmétrica, da razão de pressão, das condições iniciais de pressão e temperatra e do estágio de reglação (governante da trbina a vapor. Assim, a eficiência da seção de pressão intermediária não se modifica com a vazão de vapor qe chega à trbina. A eficiência da seção de alta pressão é principalmente ma fnção da razão de vazão do vapor de controle (vazão do vapor nas válvlas parcializadoras por casa da inflência do estágio governante (primeiro estágio. A eficiência da seção condensante da trbina de baixa pressão é principalmente ma fnção da velocidade de exastão anlar qe está relacionada às perdas da exastão (DRBAL, et al As linhas de expansão da seção de alta pressão são desenhadas como linhas retas. As linhas de expansão para vazões parciais são desenhadas paralelamente as linhas de expansão de projeto. A Figra.3 mostra estas linhas de expansão para a seção de alta pressão. O ponto final da linha de expansão (ELE para a seção de alta pressão com estágio governante pode ser obtida pela mltiplicação da eficiência interna (eqação. com a energia disponível e sbtrair o valor deste resltado da entalpia do vapor antes das válvlas de parada principal. A energia disponível é a diferença entre a energia antes das válvlas de parada até a energia da exastão da seção para ma expansão ideal.

36 Figra.3 - Constrção das linhas de expansão para a seção de alta pressão (Adaptada de DRBAL, et al As linhas de expansão para as seções de pressão intermediária são desenhadas como linhas retas. O ponto inicial da linha é desenhado a partir da entalpia da câmara de admissão de vapor e a entropia deve ser calclada no ponto final da expansão. A Figra.4 mostra a linha de expansão para a seção de pressão intermediária. As linhas de expansão para vazões parciais são desenhadas da mesma forma. O ponto final da linha de expansão para a seção de pressão intermediária pode ser obtido pela mltiplicação da eficiência da seção com a energia disponível e sbtrair o valor deste resltado da entalpia do vapor na câmara de admissão de vapor da seção. A energia disponível é a diferença entre a energia da câmara de admissão até a energia na exastão da seção para ma expansão ideal (isentrópica. Deve-se considerar ma qeda de % de pressão a partir das válvlas interceptadoras no cálclo da entropia.

37 Figra.4 - Constrção das linhas de expansão para a seção de pressão intermediária (Adaptada de DRBAL, et al As linhas de expansão para seções de baixa pressão são desenhadas como linhas saves de crvas côncavas (Figras.5 e.6. A linha é desenhada a partir da entalpia da câmara de admissão de vapor e a entropia a ser calclada no ponto final da linha de expansão. As linhas de expansão para vazões parciais de vapor são desenhadas da mesma maneira. O ponto final da linha de expansão para a seção de baixa pressão pode ser obtido pela mltiplicação da eficiência da seção com a energia disponível e sbtrair o valor deste resltado da entalpia do vapor na câmara de admissão de vapor. A energia disponível deverá ser baseada na diferença entre a energia do vapor contido na câmara de admissão e da energia no ponto final da linha de expansão ideal (isentrópica. O ponto final verdadeiro da linha de expansão é calclado com base nma pressão de exastão de 0,05 bar (,5 pol Hg abs., com a correção para o ponto final de expansão real com ma fnção com incremento da eficiência da trbina e da energia disponível. ara as trbinas a vapor com reaqecimento, a seção de pressão intermediária é combinada com a seção de baixa pressão, sendo então chamada de seção reaqecida. A linha de expansão desta seção reaqecida é desenvolvida a partir da câmara de admissão de vapor da seção de pressão intermediária até a exastão do vapor na seção de baixa pressão. Este procedimento é aplicável também em nidades com dplo reaqecimento. A Figra.5 mostra a linha de expansão para ma seção reaqecida (DRBAL, et al. 000.

38 3 Figra.5 - Constrção da linha de expansão para ma seção de baixa pressão (Adaptada de DRBAL, et al As linhas de expansão para seções sem reaqecimento, o seja, para trbinas a vapor sem reaqecimento, são desenhadas de forma similar. A Figra.6 mostra a linha de expansão para ma trbina sem reaqecimento. Figra.6 - Constrção da linha de expansão para ma seção sem reaqecimento (Adaptada de DRBAL, et al. 000.

39 c - Cálclo das perdas na exastão 4 A perda na exastão é ma perda de energia cinética e m amento da entalpia associada com a exastão do vapor a partir das pás do último estágio da seção de baixa pressão. Mais claramente, as perdas na exastão ocorrem entre a pá do último estágio da trbina de baixa pressão e a entrada do condensador, sendo mito dependente da velocidade absolta do vapor. As perdas na exastão geralmente inclem: erdas terminais; erdas pela cobertra o carcaça de exastão da trbina de baixa pressão; 3 erdas por restrição anlar; 4 erdas pela mdança na direção do flxo de exastão. As perdas terminais (perdas após o último estágio de expansão são aqelas associadas com a energia cinética do vapor. O vapor qe deixa as pás do último estágio da seção de baixa pressão é descarregado a ma alta velocidade, resltando nma qeda de pressão. Como este vapor na carcaça é direcionado para baixo e desacelerado, mita energia cinética é convertida em entalpia. A perda na exastão é ma fnção da área de exastão e da velocidade do vapor. Um exemplo de crva de perdas na exastão é mostrado na Figra.7. Figra.7 - Exemplo de ma crva de perdas na exastão de ma trbina de baixa pressão com condensação (Adaptada de DRBAL, et al As perdas na exastão são adicionadas à entalpia do ponto final de expansão (ELE para se determinar a entalpia verdadeira do vapor qe sai da seção de baixa pressão.

40 5 Este ponto final da linha de expansão com a verdadeira entalpia (o entalpia real da expansão é chamada de ponto final da energia tilizada (UEE Used Energy End oint, o ponto final da trbina (E rbine End oint. Este ponto final da linha de expansão com a entalpia verdadeira deverá ser tilizada no cálclo da potência prodzida pela seção de baixa pressão da trbina a vapor. d - Cálclo das vazões de selagem Na determinação da potência geral da trbina a vapor, devem ser levados em conta os vazamentos, o as vazões de vapor necessárias para a selagem do eixo da trbina. Os vazamentos geralmente ocorrem nas válvlas principais (válvlas de controle, de parada, de vapor reaqecido e interceptadoras, além daqelas provenientes da selagem de eixo da trbina. A selagem de eixo incli a selagem entre a seção de flxo de alta pressão e a pressão ambiente, bem como nos vazamentos associados aos selos entre as seções da trbina nma mesma carcaça, o cilindro (por exemplo, a selagem entre a seção de alta pressão e a de pressão intermediária. Na seção de flxo com baixa pressão, a selagem de vapor é feita entre a pressão atmosférica e a baixa pressão da seção. Os selos da seção de baixa pressão evitam a entrada de ar, já qe a seção de flxo encontra-se a ma pressão menor do qe a atmosférica. O cálclo destas vazões é realizado drante o cálclo de balanço de massa e energia do ciclo térmico (DRBAL, et al e - Cálclo das perdas mecânicas Estas perdas inclem todas as perdas mecânicas da trbina como as perdas nos mancais e na bomba de lbrificação do eixo da trbina. As perdas mecânicas também inclem as perdas nos rolamentos do gerador e da excitatriz. As perdas mecânicas são estimadas em fnção do tamanho da nidade e da velocidade de giro do eixo. Estas perdas serão sbtraídas da potência prodzida pela trbina a vapor. A antecipação de ma parada para mantenção de m grpo trbogerador antes do planejado, o paradas não previstas diminem o tempo de vida útil do eqipamento e amenta o csto de mantenção, além da perda de desempenho, pois leva a m maior consmo de vapor (amento do csto operacional para ma mesma potência no eixo da trbina. A desmontagem do maqinário para ma inspeção interna possi m csto elevado, e assim o operador da sina precisa de toda informação relevante qe o axilie em sas decisões.

41 . Determinação das rováveis Casas de Qeda do Desempenho nas Seções da rbina 6 A partir das análises realizadas nas seções anteriores qe identificam as mdanças nas seções de alta, média e baixa pressão na trbina, podem-se aplicar técnicas para a determinação das prováveis casas, bem como os ses efeitos. ara tanto é desejável colocar em forma de gráfico os parâmetros qe se desviam significantemente dos valores de projeto em fnção do tempo. Esta análise gráfica permitirá a determinação de como as mdanças ocorreram, isto é, rápida o savemente (LI, et al roblemas em rbinas a Vapor Qatro principais problemas em comm podem ser esperados no qe se refere a danos em trbinas a vapor:. Vazamentos excessivos de vapor (Danos por Desgaste e Atrito no Sistema de Selagem;. Erosão por partíclas sólidas; 3. Danos internos; 4. Incrstações. Cada m destes problemas potenciais possi características qe irão permitir o diagnóstico na base dos resltados do monitoramento por testes de desempenho. Na abela.3 apresenta-se ma síntese dos sintomas qe normalmente estão presentes para cada m dos problemas citados anteriormente, e para a sa tilização deve-se primeiramente verificar qal o dano a ser avaliado, em segida verificar como o dano aparece, o se efeito local, e efeitos colaterais. Uma breve descrição de cada m irá axiliar no diagnóstico do estado térmico da trbina.

42 abela.3 - Sintomas de perdas características em trbinas a vapor (LI, et al Danos por Desgaste e Atrito no Sistema de Selagem (Vazamento de Vapor Modo de Aparecimento Acontece rapidamente mais commente na primeira partida. Efeito Local Amento da vazão de vapor. Diminição na eficiência da seção. Efeitos Colaterais rejdica o escoamento do vapor. A razão da porcentagem de variação da eficiência pela porcentagem Aparência do Efeito da variação na vazão geralmente é maior do qe (valores absoltos. Danos Especiais Nenhm dano especial. Danos por Erosão por artíclas Sólidas Modo de Aparecimento Usalmente aparece de forma gradal. Amento na vazão de vapor. Diminição da eficiência. Os efeitos são piores, geralmente, na admissão do vapor e nos primeiros Efeito Local estágios da trbina. A magnitde da erosão pode ser mais grave nas válvlas de admissão de vapor (parcializadoras. Variação o mdança da potência prodzida; mdança na Efeitos Colaterais distribição de pressão pelos estágios e mdança na distribição da vazão de vapor pelas seções da trbina. O efeito pode ser maior em cargas parciais. As perdas na eficiência Aparência do Efeito comparadas às de projeto serão mito maiores em cargas parciais. Danos Especiais Sobrecarga dos bocais. Danos Internos Modo de Aparecimento Geralmente abrpta podendo ter os sintomas sbseqentes. Diminição da eficiência; diminição na vazão de vapor pela Efeito Local trbina. Amento na vibração; mdança na distribição das pressões pela Efeitos Colaterais trbina; mdanças nos esforços axiais sobre os mancais. Aparência do Efeito Não existe m padrão consistente. Danos Especiais Qebra o perdas de partes o estrtras mecânicas da máqina. Danos por Incrstações Usalmente de forma gradal, podendo alcançar ma magnitde Modo de Aparecimento atolimitante, qando não é mais possível amentar a agregação de material. Diminição da eficiência; diminindo a vazão de vapor admitido Efeito Local pela trbina. Mdança na potência e mdança na distribição das pressões através Efeitos Colaterais da trbina. A eficiência da seção pode diminir de 3 a 4 vezes assim como a Aparência do Efeito vazão de vapor pela trbina. Ocorrem mdanças na distribição das cargas axiais sobre os mancais, na direção oposta ao flxo de vapor. Danos Especiais Danos por esforços excessivos sobre os mancais de escora. As perdas a partir das casas mencionadas são altamente variáveis. Uma faixa das condições típicas encontradas nma inspeção é mostrada na abela. 4, onde se observa ma variação destas nma faixa de 0 a %.

43 abela.4 - erdas típicas nas seções de ma trbina a vapor (LI, et al Seções Desgaste nos Erosão por Selos artíclas Sólidas Danos Internos Incrstações Alta ressão % 0 % 0 3 % 0 0 % ressão Intermediária 4 % 0 % 0 % 0 5 % Baixa ressão 0 % 0 0,5 % 0 % 0 3 % O monitoramento do desempenho também pode ser tilizado para avaliar o resltado de ma mantenção em trbinas a vapor. A abela.5 mostra algns exemplos dos principais problemas de degradação em grpos trbogeradores, assim como o monitoramento do desempenho pode detectá-los. abela.5 - Algmas formas de degradação e como detectá-las. (BEEBE, 003. arte Afetada Forma de Degradação Comentários e Condição de Monitoramento Apropriado Erosão por partíclas Usalmente ocorre de forma gradal, sendo à sólidas (erosão também parte mais danificada as pás de entrada do alhetas por gotíclas de ága estágio. É menos sal em grpos com admissão nos últimos estágios de baixa pressão de vapor em condições sbcríticas. É detectado pela análise de desempenho. alhetas ás danificadas, Geralmente é inesperado. A análise de vibração Rolamentos Mancais Rotor e Válvlas, eixo, jntas,vazamentos internos. Filtros, pás e válvlas. Condensador Válvlas de Alta, Média e Baixa ressão, By-pass, etc. qebradas o asentes. Danos por erosão (partíclas metálicas do metal patente. Desbalanceamento temporário, rachadras, trincas, desalinhamento e fricção. Vazamentos devido à flambagem do eixo desgaste e qebra da selagem. Incrstações Vazamentos de vapor, entrada de ar e entpimento dos tbos. Vazamentos. 8 e de desempenho podem detectar este problema. A análise de desempenho e a análise de vibração detectam o problema. A presença de partíclas metálicas no óleo de lbrificação colhido nas amostras para análise em cada rolamento o mancal é de valor representativo, mas de alto csto senão impraticável. A análise de vibração detecta este problema. Geralmente ocorrem de forma gradal, mas podem ser repentinos. A análise de desempenho detecta o efeito de desgaste no sistema de selagem principalmente nas seções de alta pressão. Normalmente ocorrem de forma gradativa, na maioria das vezes em áreas com temperatra em torno de 60 C. Análise de desempenho para condensadores. Análise de desempenho. A detecção por rído (detecção acústica também é possível.

44 9 Segndo Beebe, (005, técnicas de monitoramento, tais como: a Indicadores da Condição Geral através do teste do VWO Valves Wide Open (descrito por completo na norma ASME C 6S REOR com as válvlas parcializadoras totalmente abertas, e b arâmetros da Seção,mostram como pode ser feita a avaliação do desempenho de trbinas a vapor. A abela.6 mostra os parâmetros obtidos a partir de medições de temperatra e pressão. abela.6 - arâmetros chaves qe podem mostrar as condições nas seções da trbina a vapor (BEEBE, 009. arâmetro Qeda de pressão através do retentor de escória. ressão do primeiro estágio corrigida. Qeda na eficiência da seção, o da entalpia (seções de vapor speraqecido Razão de expansão nas seções de alta, média e baixa pressão. emperatras das extrações para os aqecedores regenerativos nas seções de vapor speraqecido. emperatras das extrações para os aqecedores regenerativos nas seções de vapor satrado. emperatra das linhas de dreno provenientes das carcaças, o do sistema de selagem do eixo. Estimativa de vazamento do vapor de selagem entre as seções de alta e média pressão; qando essas das seções forem combinadas nma única carcaça. Comentário A melhor medição será obtida com m transdtor de pressão diferencial. Um acréscimo na pressão indica m bloqeio, possivelmente de partíclas metálicas provenientes de processos de solda nas tblações da caldeira. No teste VWO, a vazão de vapor através da trbina, indica a condição do primeiro estágio. Um acréscimo na pressão indica ma erosão à montante da seção o m bloqeio à jsante da seção e vice versa. A eficiência é calclada sando-se tabelas de propriedades do vapor speraqecido, o por programas comptacionais. Uma qeda indica incrstação nas pás o danos por erosão. As pressões dos estágios podem ser corrigidas para a pressão de admissão nominal; a norma ASME C 6S REOR 988 trata sobre esta correção; mas qalqer erro na medição será propagado para todas as pressões da seção e estágios segintes. A razão de expansão tiliza apenas as pressões de entrada e saída de cada seção. Mdanças nessas razões de pressão indicam erosão o incrstações nas pás. De acordo com cada projeto, ma temperatra do vapor mito mais alta do qe a esperada pode indicar m vazamento por desvio de vapor interno relativo a m ponto a montante do ponto de extração da trbina. emperatras acima às de satração indicam m vazamento de vapor proveniente de m estágio a montante do ponto de extração. Qando disponível, elas podem indicar m vazamento relativo de acordo com o projeto. Uma aproximação similar pode ser tilizada para pontos antes e depois das jnções das tblações de das linhas de temperatras diferentes. Este teste é feito pela relativa variação na temperatra de admissão de vapor para a seção de pressão intermediária e pela observação sobre o efeito da qeda de eficiência entálpica na seção de pressão intermediária.

45 .. Disponibilidade da rbina e Severidade de Falhas. 0 Latcovich, et al. (005, demonstra em se relatório m estdo feito pela North American Electric Reliability Concil (NERC no qal as principais casas de falhas em centrais termelétricas qeimando combstíveis fósseis são apontadas. A abela.7, adaptada de Latcovich, et al. (005, mostra estes mecanismos de falhas, sas casas e faz ma classificação qanto à freqência de ocorrência e gravidade em ma gradação qe varia de (valor máximo até 4 (valor mínimo, e a Figra.8 mostra estes principais motivos das falhas. abela.7 - Mecanismos de falha, casas, freqência e severidade em instalações fósseis. (Adaptada de LACOVICH, et al. 005 Componente Modo de Falha Casa Freqência Gravidade Rotores e mancais erda de lbrificação - Falhas nas válvlas comtadoras - Falha na bomba de óleo reserva -Vazamento de óleo -Rptra de vedação 3 Aro de consolidação Rotor da trbina Rotor da trbina Estatores e palhetas das trbinas de alta e média pressão Estatores e palhetas das trbinas de baixa pressão Estatores e palhetas de todas as seções Fadiga, corrosão, erosão, atrito Sobrevelocidade com o sem indção de ága Atrito com carcaça Elevada vibração Erosão por partíclas sólida Erosão por condensado Dano por material estranho. -Qebra da palheta o aro de consolidação, - Corrosão por pite -Corrosão qímica, -ressão elevada na trbina de baixa pressão -Introdção de ága -rojeto frágil -Válvla de retenção travada aberta no momento de parada -Sistema mecânico de segrança não fnciono -Válvla de controle travada parcialmente aberta ---Falha nos controladores -Fechamento rápido da válvla incorreto -Contato direto com componentes internos -Desalinhamento -Sistema de proteção não fnciono -Esfoliação das tblações da caldeira -Válvla de controle qebrada -Vapor satrado na trbina de baixa pressão -rojeto falho -Detritos na entrada da trbina -Válvla de controle qebrada -artícla qebrada de componente interno qe é carregado pelo vapor

46 Figra.8 - As casas de falhas mais comns qe geram perda de disponibilidade em centrais termelétricas convencionais de 998 até 00 (Adaptada de LACOVICH, et al As casas de qeda de desempenho listadas até aqi, não esgotam todas as prováveis casas, mas indicam as qe possem maior ocorrência. Assim para cada máqina deverá ser feita ma análise direcionada ao problema encontrado. ara isso o procedimento de cálclo para a avaliação do estado térmico da trbina mostra-se ma ferramenta mito útil, como será descrito na seqencia...3 Diagnóstico Morais, (007, nos mostra em se estdo qe para se avaliar ma trbina a vapor operando nm nível ótimo de desempenho, é necessário determinar primeiramente m nível de referência. ara este nível, geralmente são considerados os resltados drante o teste de comissionamento (o aceitação da sina o da trbina a vapor. Assim, para se detectar algma mdança no desempenho da trbina, podem ser monitoradas as tendências de variação de diferentes parâmetros térmicos, aerodinâmicos e mecânicos de operação da trbina. Além disso, esta avaliação pode ser determinada pela interpretação dos dados registrados e dos resltados obtidos drante testes de desempenho. ara se atingir essas metas, m bom programa de desempenho térmico deve considerar os segintes fatores (ALBER, 000: Obter a linha base dos dados de desempenho das trbinas e dos componentes do ciclo drante a operação inicial e após a mantenção, de maneira a estabelecer ma referência qe permita identificar as casas das perdas de desempenho; estes periódicos de desempenho da trbina e do ciclo térmico; Avaliação apropriada e análise dos dados de desempenho até qe a deterioração possa ser detectada, localizada e a sa tendência determinada, para qe seja corrigida com a melhor relação csto benefício.

47 Segndo Morais, (007, existem estdos sobre a análise de desempenho em trbinas a vapor, qe visam redzir csto e atingir melhor performance do ciclo a vapor nma planta térmica, como por exemplo, Kbiak, et al, (996 qe propseram m algoritmo simples para a determinação do desempenho térmico das trbinas a vapor tomando em consideração a deterioração da seção de flxo da trbina. Este programa calcla os parâmetros do vapor e os ses desvios a partir dos dados de projeto. A deterioração do perfil das pás modifica sas dimensões, e em casos extremos até o se ânglo de ataqe em relação ao flxo de vapor. Considerando o perfil e a geometria real das pás, os desvios (o pontos de deterioração do perfil a partir dos pontos de projeto podem ser calclados com certa precisão. Morais, (007, destaca também o trabalho de Schofield, (996, onde este define e qantifica as principais casas de deterioração do desempenho térmico em trbinas a vapor. Ele ainda determina a taxa de deterioração como fnção das características de projeto da trbina, a qalidade do vapor, o procedimento de operação da sina (partida, elevação da carga, etc. e a facilidade em se recperar a eficiência, o o rendimento da trbina, após as mantenções reglares. or fim, irone, (996, realizaram ma coletânea de casos de deterioração de trbinas a vapor drante 7 anos, e neste trabalho eles descrevem qais foram os diagnósticos e metodologias tilizadas com base na análise termodinâmica dos parâmetros de desempenho das trbinas a vapor. Chego-se a conclsão da importância do so de m sistema de monitoramento e da elaboração de m programa de mantenção fndamentada no diagnóstico baseado na análise dos parâmetros termodinâmicos da trbina a vapor. Os avanços no estdo do desempenho em trbinas a vapor, deve-se ao fato da evolção aerodinâmica, térmica e mecânica qe as trbinas vêm sofrendo nos últimos anos, além de qe o desenvolvimento de novos materiais e de novos processos de fabricação contribi na evolção do perfil aerodinâmico das pás nas trbinas a vapor. O so da informática e de novos softwares para simlação do escoamento do vapor pelos estágios da trbina permite otimizar o escoamento e conseqentemente o desempenho da trbina. O CFD (Comptacional Flid Dynamics atalmente é ma ferramenta comptacional poderosa em so no projeto de trbinas a vapor, contribindo para melhorias nos sistemas de selagens de vapor (MAUGHAN, et al. 000, na eficiência da trbina pela evolção do perfil das pás (WAKELEY, 998, no escoamento do vapor pelas pás da trbina (ORRE, et al. 003, nos flxos de vapor através das cavidades dos discos de fixação das pás da trbina e na distribição de temperatra pelo rotor e nos diafragmas da trbina (MOROZ, et al. 003.

48 .3 Metodologia de Cálclo 3 As trbinas podem ser modeladas com diferentes níveis de complexidade. De acordo com Ungría et. al (989, os métodos mais precisos são aqeles aplicados estágio por estágio, considerando correlações e inúmeros parâmetros, tais como dados geométricos de componentes da máqina, qe na maioria dos casos não são simples de se obter. Contdo, a General Electric desenvolve m conjnto de técnicas para modelagem de trbinas a vapor (BAYLI, et al. 967; BAYLI, et al. 973; SENCER, et al. 974, mais simplificadas qe otros métodos existentes. Diante deste conjnto de técnicas de modelagens desenvolvidas pela General Electric, diversos programas comptacionais de modelagem fazem so destas técnicas. Alconchel et al. (989 desenvolveram m simlador exergético real para as condições de operação de ma sina termelétrica a vapor. Os atores aplicaram a metodologia descrita por Spencer, et al. (974, acrescentando-a as análises exergéticas. O simlador foi desenvolvido com o objetivo principal de prever o comportamento da planta térmica sobre condições de carga parcial e off-design. Ainda de acordo com os atores, existem diversas metodologias normalmente empregadas na modelagem de trbinas a vapor, apresentando diferentes níveis de complexidade. Contdo, métodos e procedimentos pblicados pela General Electric, permitem retratar parâmetros como eficiência, seja em carga parcial o carga base, com e sem reaqecimento. Segndo Alconchel, et al. (989, esta metodologia tem sido tilizada em diversos programas comerciais independentes, tais como SYNHA, ESE, RESO, SE e SICIVEX dentre otros, drante o desenvolvimento de simladores de ciclos a vapor. Segndo Alconchel, et al. (989, o comportamento da máqina deve ser fielmente reprodzido, isto é, devem ser considerados não somente os flxos principais, mas também flxos secndários, vazamentos de vapor, as reglagem da vedação do vapor e tanqes axiliares. De acordo com a abela.8, Alconchel, et al. (989, tem-se ma comparação dos resltados obtidos pela metodologia da General Electric e os testes de aceitação realizados. abela.8 - Comparação das eficiências através do método da GE e pelo Heat Rate dado nos testes de comissionamento (ALCONCHEL, et al % Carga η H ηhr ηge Método GE Heat Rate est 00% η η CS η H (% (% (% (% H CS 00 8,68 9, 8,8 9,59,38 0, ,43 9,44 80,46 9,75,5 0, ,84 9,79 69,78 9,86-5,8 0,07 η CS HR

49 4 Sendo: η H Eficiência na seção de alta pressão η CS Eficiência na seção de condensação De acordo com o método aplicado pela GE, as eficiências da seção de alta pressão apresentam m fator de correção para cargas parciais, enqanto qe a eficiência do condensador não possi. Conforme exposto pelos atores, a metodologia desenvolvida originalmente pela General Electric apresenta resltados mito próximos da condição real de fncionamento, a partir de m número redzido de parâmetros, o qe facilita e viabiliza sa aplicação. Otro fator preponderante corresponde à flexibilidade desta metodologia, qe pode ser aplicada em diversas configrações. Através da Revisão da Literatra, onde se pode obter informações essenciais para a realização da análise da qeda de desempenho em trbinas a vapor, foi visto m panorama geral das casas das perdas típicas e dos mecanismos de falhas mais recorrentes em trbinas a vapor, bem como metodologias e/o programas para sa avaliação. Sendo assim, em vista da grande aceitação e tilização da metodologia descrita por Spencer, et al. (974, esta será empregada ao longo deste trabalho. Desta forma, no Capítlo 5 serão detalhados os cálclos dos parâmetros normalmente tilizados drante o monitoramento de desempenho de trbinas a vapor, tais como: - balanço de massa e energia; - eficiências nas seções da trbina; - potência líqida; - linhas de expansão; - etc.

50 5 3 CAÍULO 3 ESUDO DE CASO - USINA ERMELÉRICA EUZÉBIO ROCHA - CUBAÃO S 3. Características Operacionais da Usina em Estdo Inagrada pela EROBRAS em março de 00, a Usina ermelétrica Ezébio Rocha é a mais recente sina a gás natral do parqe gerador brasileiro a fornecer energia para o Sistema Interligado Nacional. A sina, instalada em Cbatão (S, tem capacidade de 6 MW, sficiente para abastecer ma cidade de 800 mil habitantes. Já em operação comercial, a termelétrica contribi para o amento da segrança energética nacional e, principalmente, para o sprimento elétrico para a região metropolitana de São alo e Baixada Santista, m dos principais centros de carga do país, com demanda diária média de 0.00 MW. ara prodzir energia elétrica e vapor, o consmo da Usina ermelétrica Ezébio Rocha é de, milhões de Nm³/dia de gás natral e 330 mil Nm³/dia de gás de refinaria. A termelétrica possi ma nidade trbogeradora a gás natral, ma trbina a vapor, ma caldeira de recperação e das axiliares. Cerca de 70% dos eqipamentos adqiridos para constrção do empreendimento é proveniente da indústria nacional, exclindo as trbinas (gás natral e vapor e a caldeira de recperação, prodzidas no exterior. O gás natral qe abastece a termelétrica é prodzido, principalmente, nos campos de Merlza e Lagosta, localizados na Bacia de Santos. Além do amento da capacidade de geração de energia elétrica do país, a sina ampliará o desempenho e a confiabilidade do atendimento à região metropolitana de São alo e à Baixada Santista.

51 Vantagens ambientais 6 Um dos principais ganhos para o meio ambiente com a constrção da UE Ezébio Rocha é a desativação da atal casa de força da refinaria, movida a óleo combstível. A sbstitição do óleo combstível pela energia elétrica e o vapor prodzidos a gás na UE traz vantagens ambientais para a região, pois redzirá a emissão de NO x, SO x entre otros gases polentes. Além disso, a sina é dotada de vários sbsistemas de monitoramento ambiental qe permitem monitorar e controlar as emissões atmosféricas e de eflentes líqidos. Os dados podem ser acompanhados em tempo real pela Secretaria de Meio Ambiente do Estado de São alo. Na Figra 3. são mostradas algmas vistas da termelétrica de Ezébio Rocha Figra 3. -: Fotos da Usina ermelétrica Ezébio Rocha Destaca-se qe a UE Ezébio Rocha é ma sina de paridade térmica fornecendo vapor para a Refinaria residente Bernardes RBC. A Figra 3. mostra m esqema da instalação com destaqe para a trbina a vapor, em verde. Figra 3. - rbina a Vapor

52 As características técnicas da trbina a vapor são: 7 Fabricante: ipo de rbina: otência Nominal: Velocidade de Rotação: Siemens rbina de Condensação 55 MW rpm ressão do Vapor de Admissão: 4 kgf/cm emperatra do Vapor: 59 ºC Nas Figras 3.3 e 3.4 são mostradas fotos do condensador e da conexão da trbina a vapor ao gerador da UE Ezébio Rocha. Figra Condensador Figra Conexão da rbina a Vapor ao Gerador

53 3. Levantamento da instrmentação aplicada, do cronograma de calibração e da incerteza de medição 8 Foram obtidos os diagramas de instrmentação detalhados da trbina a vapor e do condensador e verificado a existência de todos os instrmentos de medição fisicamente e através do sistema de comptadores da sala de controle. A verificação da localização dos instrmentos reais coincidi com a localização no diagrama de instrmentação. Este diagrama possi informações para todos os instrmentos como código (etrobras e KKS (Sistema de identificação de códigos, número, se é lido o transmitido etc. A comparação do diagrama de instrmentação da planta com a instrmentação realmente implementada na sina é importante na ocasião de aplicação da metodologia desenvolvida neste trabalho. Ao serem qestionados sobre m docmento de calibração para os instrmentos, os fncionários da planta responderam qe não existe ainda m relatório da calibração dos instrmentos e este procedimento está sendo implementado atalmente no sistema SA (Sistema de gerenciamento de mantenção. 3.3 Levantamento do histórico operacional de mantenção da trbina com as casas e qedas de desempenho Como a UE Ezébio Rocha foi recentemente instalada, ainda não há m histórico de mantenção extenso. Em visita a UE para verificação de algmas docmentações, constato-se qe os docmentos de mantenção disponíveis estão relacionados aos segintes problemas: - roblemas no controle da caldeira casado por baixa temperatra do vapor gerado; Este problema está sendo resolvido com ma mdança no projeto do controle da caldeira. - arada manal da caldeira devido à perda de controle; Este problema está sendo resolvido com ma mdança no projeto do controle da caldeira. - Ajste no sistema de controle; O ajste foi feito para permitir o controle das extrações. - arada casada por erro no sistema de controle; O algoritmo foi reparado. - Hove ma parada no GV devido à condensação no painel elétrico.

54 A condensação nos painéis elétricos danifico o relé axiliar qe emiti m sinal errado de parada ao disjntor do GV. - Ocorre m problema para iniciar o sistema devido à falha no sistema de excitação. - arada ocorrida por problema de excitação do sistema. A excitação foi reparada e o GV foi iniciado novamente. ode-se observar qe foram realizados pocos reparos, devido ao redzido tempo de tilização dos eqipamentos. A verificação do histórico de mantenção é importante, visto o objetivo deste trabalho, qe é fazer o diagnóstico e monitoramento desta trbina a vapor. ortanto, o histórico de mantenção pode inflenciar na análise do diagnóstico a ser realizado Determinação das possíveis casas de qeda de desempenho nas seções da trbina. O rendimento de ma trbina depende, em alto gra, de sa segrança operacional. Um critério para a segrança operacional é a disponibilidade da trbina. A disponibilidade é prejdicada ao máximo por danos qe ocorrem nos componentes principais da trbina, no rotor e na carcaça. Danos primários insignificantes o irreglaridades operacionais podem casar danos sbseqentes nesses componentes, gerando longas paradas e consertos de grande porte, associados a elevados cstos. No Capítlo, item., Determinação das possíveis casas de qeda de desempenho nas seções da trbina, foram listados algns problemas qe podem ser esperados no qe se refere a danos em trbinas a vapor, tais como: - Vazamentos excessivos de vapor; - Erosão por partíclas sólidas; - Danos internos; - Incrstações. Neste capítlo serão relatados algns detalhes de algns destes problemas, e estas informações foram retiradas da referência Siemens, ( emperatras do vapor e dos componentes do sistema Normalmente não srgem temperatras diferentes na parede da carcaça da trbina, na parte sperior e inferior do mesmo plano vertical. Se forem constatadas tais diferenças de temperatra, trata-se normalmente de vapor frio qe está a penetrar na trbina qente através de

55 tbos de extração o de tomada (sangria. As casas podem ser nas válvlas sitadas nos tbos de extração e/o de tomada com fga o com fncionamento deficiente. As diferenças de temperatra casam distorções na carcaça e prejdicam a trbina através do fechamento das folgas e de apertos nas carcaças internas o nos sportes das palhetas fixas. Os valores permitidos para a diferença de temperatra dependem do modelo de trbina. As temperatras acima dos valores máximos comprometem a resistência do material da trbina e diminem a segrança e a vida útil dos respectivos componentes. Além disso, as variações de temperatra provocam esforços térmicos nos componentes, qe se sobrepõem ao esforço básico. Altas taxas de variações de temperatra resltam em esforços excessivos nos componentes, redzindo a sa vida útil. Variações rápidas de temperatra casam ainda dilatações, devido aos diferentes comportamentos de dilatação do rotor e da carcaça, o qe pode, eventalmente, danificar a trbina. Uma temperatra mito baixa do vapor vivo provoca o amento da midade final do vapor, podendo casar erosão nos estágios finais e, ao mesmo tempo, levar a ma operação da trbina com baixa eficiência. A temperatra permitida do vapor vivo geralmente é ltrapassada somente por crtos períodos de tempo. Uma vez qe são permitidas ltrapassagens de crta dração dentro dos limites indicados, deve estar previsto também m registrador de temperatra, além do instrmento de leitra normal. As diferenças de temperatra entre a parede interna e externa, nm determinado ponto da carcaça, podem servir como medida para as tensões térmicas na carcaça e podem ser tilizadas de forma indireta também para o rotor. Estas podem ser casadas por ma alta taxa de variação da temperatra do vapor vivo, bem como por alterações de carga mito grandes. Se estiver prevista, a medição da temperatra nas sperfícies da carcaça/flanges, e também na parede do corpo de admissão, têm-se ma indicação relativa à carga térmica (temperatra do vapor drante a partida da máqina, axiliando no controle das fases de condensação e a aceleração. Nas trbinas sob plena carga, esta medida fornece a diferença de temperatra entre a carcaça e o vapor vivo, indicando o gradiente de temperatra existente. Nas trbinas sob carga parcial, a temperatra da carcaça pode ser relacionada com a potência gerada, representando ma medida adicional de controle. Desta forma, o valor da temperatra do vapor no interior da trbina pode ser estimada através da temperatra da carcaça. No corpo de admissão, a medição de temperatra protege o rotor da trbina em caso de variação de temperatra não permitida, através de válvlas de fechamento rápido, podendo ocasionar o desligamento imediato da trbina (trip. Monitoramento da temperatra O fncionamento e a vida útil dos componentes da trbina dependem, significativamente, das temperatras absoltas do vapor vivo, bem como de sas alterações ao longo do tempo. 30

56 O monitoramento contíno das temperatras de vapor vivo drante a operação tem por objetivo, (Siemens, 008: - manter as temperatras de vapor vivo dentro dos valores limites, aproveitando os desvios permitidos somente de forma qe o valor médio anal indicado não seja ltrapassado; - manter as temperatras de vapor vivo constantes; - adeqar as temperatras de vapor drante a partida, com base nas temperatras da carcaça; - manter as alterações necessárias da temperatra do vapor vivo dentro dos valores-limite prefixados no capítlo "Crvas de partida e de carga". Conseqências da ltrapassagem dos desvios permitidos emperatras de vapor vivo mito altas ocasionam, (Siemens, 008: - redção da vida útil dos componentes atingidos; - formação de carepa em componentes de gia e de vedação; - deformações permanentes da carcaça; - alterações temporárias o permanentes da folga radial. Alterações da temperatra de vapor vivo drante a operação A operação em regime não permanente, como na partida o em alterações de carga, casa alterações de temperatra, qe têm como conseqência diferenças de temperatra nas diversas profndidades dos componentes. Entretanto, os esforços ocorrem também no caso de alterações das temperatras de vapor vivo, mesmo com os demais parâmetros operacionais constantes. or este motivo, as temperatras do vapor vivo devem ser mantidas as mais constantes possíveis drante a operação da trbina, para qe as alternâncias de esforços sejam limitadas à valores permitidos. Deve-se evitar o amento o a redção da potência jntamente com a temperatra de vapor vivo, no mesmo sentido, pois esta condição gera esforços elevados, qe escapam dos valores-limite (Siemens, Adeqação das temperatras de vapor vivo às temperatras da carcaça drante a partida Uma trbina só pode ser operada com o rendimento desejado qando os tempos de aqecimento são mantidos os mais crtos possíveis. empos de aqecimento crtos são possíveis qando a temperatra do vapor vivo, indicada pela temperatra da carcaça, está adeqada. Em princípio, é possível ma aplicação de vapor sobre os componentes drante a partida, a ma dada temperatra, contanto qe os valores-limite relativos ao esforço do material não sejam ltrapassados.

57 A temperatra da carcaça serve como indicativo da condição do vapor. Assim, deve-se adeqar a temperatra do vapor com base na temperatra da carcaça, antes do aqecimento dos tbos de vapor vivo, das válvlas e do aqecimento e aceleração da trbina até a velocidade nominal. Desta forma, evita-se esfriamentos temporários o m esforço mito elevado, bem como tempos de partida prolongados. Entretanto, deve-se assegrar qe drante o aqecimento não haja vapor úmido o satrado dentro da trbina, pois os tbos de drenagem não consegem eliminar o volme de ága gerado. Sob condições especialmente desfavoráveis pode ocorrer aqecimento nilateral da carcaça. or este motivo, deve-se estar atento para qe seja selecionada ma temperatra de vapor, em trbinas de alta pressão, sitada, no mínimo 50 K acima da temperatra de satração do vapor, e, no máximo, 00 K. Devido a alterações na temperatra do vapor, não é permitida drante a partida o em regime permanente a ltrapassagem dos valores-limite relativos às temperatras diferenciais da carcaça em diversas profndidades da parede o à dilatação da carcaça. Caso tais valores-limite sejam atingidos, a temperatra do vapor deve ser alterada no sentido contrário, de modo a eliminar ma sitação perigosa para a trbina. Da mesma forma, através de alterações da temperatra, podem ser redzidas as conseqências de grandes alterações de potência, efetadas com alta velocidade de alteração. O mesmo é válido para os efeitos de fortes alterações de temperatra, os qais podem ser compensados através de alterações de potência correspondentes. or princípio, tais correções dependem sempre das possibilidades dos demais componentes do sistema ressões de vapor Na trbina, a pressão do vapor vivo é redzida gradativamente até o nível da pressão de vapor de escape. A trbina pode ser colocada em perigo devido ao fato de se ltrapassar os valores limites, máximos o mínimos, permitidos para a pressão do vapor vivo, do estágio de extração, do condensador o da vedação do eixo. or este motivo, as principais pressões de operação da trbina precisam ser monitoradas constantemente com os manômetros existentes. Qando m valor-limite é atingido, a operação deve intervir imediatamente e eliminar a casa. Em caso de alteração do comportamento da pressão na trbina, isto geralmente casa ma alteração do cisalhamento axial e, portanto, também da carga sobre o mancal axial. O comportamento da pressão é pertrbado através de: - sjeira no conjnto de palhetas, por exemplo, devido à salinização o silicificação,

58 - danos no conjnto de palhetas, qe levam a alterações na seção transversal, 33 - alterações dos flxos de vapor em cada estágio, por exemplo, alteração dos flxos de extração e de tomada, desvios do dimensionamento. ara o monitoramento, deve-se dispor do diagrama de pressão prescrito para os estágios, enqanto passível de medição, para diferentes flxos de vapor. As diferenças em relação ao prescrito podem levar a conclsões sobre as falhas acima citadas. As válvlas de segrança do gerador de vapor, o da rede de vapor, protegem contra ma pressão de vapor vivo mito alta, ao eliminar o vapor excedente, tão logo a pressão permitida seja ltrapassada. Em caso de salinização acentada, o qando a trbina apresenta ma capacidade de absorção significativamente maior qe o flxo de vapor na potência nominal, a pressão no compartimento da roda pode amentar tanto qe a carcaça e o conjnto de palhetas ficam em perigo. Ao mesmo tempo pode ocorrer m cisalhamento axial acima do valor permitido. Qando os valores-limite são ltrapassados, o flxo de vapor na trbina deve ser limitado a m nível em qe os valores normais sejam novamente atingidos. Monitoramento da pressão do vapor vivo A pressão do vapor vivo deve ser monitorada drante a partida e a operação. O objetivo do monitoramento da pressão do vapor vivo é: - mantê-la dentro das variações permitidas para qe o valor médio anal não seja ltrapassado - mantê-la o mais constante possível drante a operação em regime permanente; - adaptá-la aos reqisitos de variações de potência; - efetar adeqações e alterações drante as partidas, dentro do possível, em fnção das respectivas temperatras da carcaça. Valores nominais e diferenças permitidas para a pressão do vapor vivo A média do valor dimensionado não pode ser ltrapassado drante m período de operação de meses. A dração da ltrapassagem é limitada. A trbina pode ser operada com qalqer pressão de vapor vivo sitada abaixo do valor dimensionado, enqanto este valor for compatível com todo o sistema.

59 Reglagem da pressão do vapor vivo 34 A pressão do vapor vivo, deve ser mantida constante drante a operação em regime permanente através da reglagem da geração de vapor. Drante os estados operacionais em regime não permanente, por exemplo, na carga e alívio do grpo trbogerador, a forma e os limites da participação da pressão do vapor vivo na geração de potência do gerador de vapor dependem do tipo de execção e do encadeamento da reglagem da geração de vapor. Drante a operação da trbina com as válvlas de reglagem totalmente abertas, a potência da trbina depende exclsivamente da pressão do vapor vivo. Alterações da potência podem ser efetadas somente através de alterações da pressão do vapor vivo, de forma qe, neste caso, a reglagem da potência é transferida para o gerador de vapor. Limitação da pressão do vapor vivo A pressão do vapor vivo tem o se limite sperior controlado pelos dispositivos de limitação do gerador de vapor. Estes abrem e liberam o vapor, tão logo m determinado valor ajstado para a pressão seja ltrapassado. Medidas a serem tomadas em caso de forte qeda da pressão do vapor vivo Em caso de forte qeda da pressão do vapor vivo, é de se spor ma falha na operação da geração de vapor. Entre otras possibilidades, pode estar havendo fgas dentro do gerador de vapor, de modo qe a operação precisa ser interrompida imediatamente. Falhas na reglagem do gerador de vapor também podem casar fortes alterações na pressão. Neste caso, é aconselhável aliviar a trbina, de forma qe a pressão seja mantida, até qe a casa da falha seja identificada e eliminada. Como ma qeda de pressão casa ao mesmo tempo ma qeda de temperatra, os danos à trbina podem ser mantidos assim dentro de certos limites Gra de eficiência As incrstações nas palhetas exercem ma considerável inflência sobre a potência de ma trbina. Elas prejdicam principalmente a segrança operacional e por isto devem ser evitadas o eliminadas. As incrstações aderem principalmente nas palhetas fixas e móveis. Em fnção disto, os canais de flxo são estreitados e a sperfície das palhetas torna-se áspera. As possíveis conseqências são: - redção da capacidade máxima de absorção de vapor; - redção da potência;

60 - pertrbação da pressão na trbina a vapor; 35 - amento do implso axial e evental sobrecarga do mancal axial; - forças de flexão adicionais sobre o conjnto de palhetas; o seja, eventalmente ma sobrecarga; - redção da eficiência; - amento da rgosidade das sperfícies; o qe gera m efeito de entalhe local em caso de corrosão. Além disso, pode haver sedimentação nos fsos das válvlas, casando o travamento das válvlas de reglação, principalmente se a operação é condzida com carga constante e por m período de tempo prolongado. A qalidade do vapor, com relação à sjeira, é m importante indicativo do estado interno da trbina, por isso deve ser constantemente monitorado. Este monitoramento só é possível através dos dados do vapor Rotação A rotação da trbina deve ser monitorada drante a partida, na sincronização do gerador, drante a operação normal, na parada e na operação com o dispositivo de girolento. Os valoreslimite, bem como os valores da "Crva de partida e de carga", devem ser obedecidos. Drante a operação normal o no caso de desconexão da rede, a trbina está protegida pelo reglador de velocidade contra m amento inadmissível da velocidade, sem qe seja alcançada a rotação de disparo do controlador de rotação (trip, com a conseqente parada da trbina. Mas também ma operação com rotação redzida pode danificar o conjnto de palhetas da trbina, o qe é o caso qando há ma ressonância entre as freqências próprias das palhetas e a harmônica da rotação. Como valores-limite para trbinas a vapor para o acionamento de geradores valem as segintes diferenças da rotação nominal, sem qe haja perigo para a trbina a vapor: - de 3 % até -3 % é sempre permitido; - até -4 % drante 0 min; sendo permitido m total de horas/ano; - até -5 % drante 0 min; sendo permitido m total de hora/ano.

61 36 4 CAÍULO 4 ELABORAÇÃO DE MEODOLOGIA ARA RAAMENO DOS RESULADOS DOS ESES A confiabilidade dos resltados obtidos por m modelo, ma ferramenta o metodologia, passa pela confiabilidade dos dados a serem tilizados, o seja, pela maneira como eles são obtidos e tratados. 4. rocedimento para obtenção dos dados da trbina a vapor ara obtenção dos dados da trbina, foram realizadas visitas a UE Ezébio Rocha, onde foram comparados os instrmentos presentes no diagrama de instrmentação e os instrmentos realmente em operação na sina. Otro ponto analisado foi como as medidas destes instrmentos são registradas e monitoradas, o seja, onde são armazenadas estas medições. Nos medidores presentes na abela 4., é possível identificar o código etrobrás e o código KKS (Sistema de identificação de códigos, sendo todas as medidas monitoradas nm painel de controle, na sala de comando. A localização e o armazenamento das leitras é importante para a fácil localização destas, na ocasião de implementação da planilha com a metodologia aplicada.

62 abela 4. - Identificação das leitras das medidas registradas na sala de controle 37 INS KKS Descrição E53400 LBA0C00 emperatra do vapor da caldeira (Informado pelo fncionário* E5340 LBA0C0 emperatra do vapor da caldeira (Informado pelo fncionário* E5340 LBA0C0 emperatra do vapor da caldeira (Informado pelo fncionário* E53435 LBA0C03 emperatra do vapor de entrada da V (Informado pelo fncionário* LBA0C00 ressão do vapor vivo 5340 LBA0C0 ressão do vapor vivo 5340 LBA0C0 ressão do vapor vivo E53404 MAA0C00 emperatra do vapor de entrada (Informado pelo fncionário* 534 MAA5C00 ressão antes do estágio de alta pressão 5343 MAA5C0 ressão antes do estágio de alta pressão 5344 MAA5C0 ressão antes do estágio de alta pressão E5343 MAA40C00 emperatra de extração V4 ( Fncionário* E5344 MAA40C0 emperatra de extração V4 (Fncionário* E5345 MAA40C0 emperatra de extração V4 (Fncionário* E53405 MAA5C00 emperatra na carcaça E53409 MAA5C0 emperatra na carcaça E534 MAA35C0 emperatra na carcaça 5345 MAB0C00 ressão antes do estágio de média pressão 5346 MAB0C0 ressão antes do estágio de média pressão 5347 MAB0C0 ressão antes do estágio de média pressão E5346 MAB40C00 emperatra extração V (Informado pelo fncionário* E5347 MAB40C0 emperatra extração V (Informado pelo fncionário* E5348 MAB40C0 emperatra extração V (Informado pelo fncionário* 5348 MAC0C00 ressão antes do estágio de baixa pressão 5349 MAC0C0 ressão antes do estágio de baixa pressão 5340 MAC0C0 ressão antes do estágio de baixa pressão E5349 MAC40C00 emperatra do vapor de escape E5340 MAC40C0 emperatra do vapor de escape E534 MAC40C0 emperatra do vapor de escape 534 MAC40C00 ressão do vapor de escape 534 MAC40C0 ressão do vapor de escape (Informado pelo fncionário* 5343 MAC40C0 ressão do vapor de escape I53406 MAM0C50 ressão do condensador do vapor de selagem LS53400 MAM0CL00 Chave nível alto (Informado pelo fncionário* E53433 MAW40C0 emperatra mancal trbina E5343 MAW40C0 emperatra mancal trbina E5343 MAW40C00 emperatra mancal trbina E53403 LBS0C00 emperatra vapor sangria (Informado pelo fncionário* 534 LBS0C0 emperatra vapor sangria A 5340 LBS0C0 emperatra vapor sangria A LBS0C00 emperatra vapor sangria A

63 abela 4. - (cont.: Identificação das leitras das medidas registradas na sala de controle 38 INS KKS Descrição E5340 MAA5C0 emperatra Carcaça (Informado pelo fncionário* E53408 MAA0C0 emperatra Carcaça (Informado pelo fncionário* E53407 MAA0C0 emperatra Carcaça (Informado pelo fncionário* E53406 MAA0C00 emperatra Carcaça (Informado pelo fncionário* MAW5C00 Vapor da selagem E53430 MAW0C00 Vapor de selagem 0 (Informado pelo fncionário* 5349 MAW0C00 ressão de alimentação do vapor de selagem (Fncionário* LBD0C0 Vapor extração E LBD0C0 Vapor extração E LBD0C00 Vapor extração E LBD0C0 Vapor extração E LBD0C0 Vapor extração E LBD0C00 Vapor extração E 5344 MAJ0C00 Vapor motriz ejetor de vapor L5340 MAG0CL0 Nível do condensador L53400 MAG0CL0 Nível do condensador LI53400 MAG0CL00 Nível do condensador I53405 MAJC5 ressão do vapor de proplsão montante do ejetor I53404 MAJC5 ressão do vapor de proplsão montante do ejetor I53403 MAJ0C50 ressão de scção de váco I53404 MAJ0C50 ressão de scção de váco (Informado pelo fncionário* I5347 ABC50 emperatra de entrada da ága do condensador I5340 AB3C50 emperatra de saída da ága do condensador I53400 LCAC50 ressão da bomba de condensado I5340 LCAC50 ressão da bomba de condensado I5340 LCA3C50 ressão da bomba de condensado 3 I53400 LCAC50 emperatra da bomba de condensado I5340 LCAC50 emperatra da bomba de condensado I5340 LCA3C50 emperatra da bomba de condensado 3 I53403 MAG0C50 emperatra do condensador As medidas identificadas com o * são aqelas em qe o medidor não estava visível, mas o fncionário da sina qe acompanho esta verificação informo a existência do medidor Otros parâmetros necessários para a execção deste trabalho são algns dados geométricos da trbina a vapor, como por exemplo, diâmetro e comprimento das pás do último estágio da trbina de baixa pressão e diâmetro médio do estágio de reglação, entre otros.

64 4. Levantamento dos limites operacionais para os parâmetros térmicos (dados de projeto Divergências admissíveis das condições nominais (Siemens, 008 A trbina deve ser dimensionada para divergências em relação às condições nominais dentro dos segintes limites: a ressão de vapor vivo Drante a operação da trbina, a pressão média do vapor vivo não pode ficar acima da pressão nominal. Contdo, são permissíveis oscilações da ordem de 5% acima da pressão do vapor vivo e ainda são admissíveis picos da ordem de 0% acima da pressão nominal, se a pressão permanecer no máximo por horas drante os meses de operação. b emperatra do vapor vivo ara ma temperatra do vapor nominal de até 566 C, são admissíveis as faixas de variação qe serão apresentadas a segir. ara temperatras nominais acima de 566 C, as variações admissíveis devem ser acordadas entre o comprador e o fornecedor. Em nenhma entrada da trbina a temperatra média pode ficar acima da temperatra nominal, no decorrer de meses de operação. Normalmente, as temperatras individais não podem ficar maior qe 8 K acima da temperatra nominal. Caso, excepcionalmente, a temperatra ficar maior qe 8 K acima da temperatra nominal, o valor momentâneo da temperatra pode variar entre este valor e m valor 4 K acima da temperatra nominal, sob a condição prévia de o tempo de operação total entre estes dois valores limite não ltrapassar 400 horas no decorrer de meses de operação. Os picos de temperatra de entrada, entre 4 K e 8 K acima da temperatra nominal, são admissíveis por, no máximo, 5 mintos, se o tempo de operação total entre estes dois valoreslimite não ltrapassar 80 horas no decorrer de meses de operação. Em hipótese algma a temperatra pode medir mais de 8 K acima da temperatra nominal. Na abela 4. são apresentadas as características técnicas da trbina.

65 abela 4. - Características técnicas da trbina a vapor (Siemens, Dados técnicos Unidades Código UE Cbatão ipo de trbina SS600 EEHNK 63/90 Ano de fabricação 008 Máqina acionada Gerador Sentido de rotação da máqina acionada (da Horário trbina para a máqina Sentido de rotação do eixo da trbina (da trbina Horário para a máqina otência otência dimensionada 4473 kw otência nominal kw otência máxima (no terminal kw Rotação rbina (dimensionamento 3600 rpm Máqina acionada 3600 rpm Rotação mínima de operação contína 3600 rpm Rotação máxima de operação contína 3600 rpm Rotação de fechamento rápido elétrico proteção contra rotação excessiva/elétrica 3960/403 rpm Rotação contína mínima (em operação com dispositivo de girolento rbina 40 rpm Gerador 59 rpm ressão do vapor As pressões admitidas, cjo tempo de dração é limitado, são admissíveis apenas para oscilações de fncionamento imprevistas. resme-se qe estes valores são atingidos apenas dentro de limites apertados; principalmente em relação à pressão máxima e a temperatra máxima. Vapor de entrada principal, máximo 4,0 kgf/cm² Vapor de entrada principal, normal 4,0 kgf/cm² Vapor de entrada principal, variação admissível segndo IEC 45 de: 4,0 kgf/cm² (média anal: valor-limite sperior, ainda admissível sem limite de tempo Vapor de entrada principal, variação admissível segndo IEC 45 de: 30, kgf/cm² (a média anal indicada não pode ser ltrapassada Vapor de entrada principal, variação admissível segndo IEC 45 de: (valor momentâneo com ma dração total máxima de horas/ano 48,8 kgf/cm²

66 Dados técnicos Unidades Compartimento da roda, variação admissível 78,5 Alerta kgf/cm² segndo IEC 45 de: (máxima contína: sobre o valor de alarme e valor de fechamento rápido, vide o protocolo de colocação em fncionamento 8,6 roteção ressão da câmara da roda (com salinização e 76,5 kgf/cm² carga máxima ressão máxima da câmara da roda (com 78,5 kgf/cm² salinização e carga máxima ressão de extração 47,9 kgf/cm² ressão de extração, máxima 53,0 kgf/cm² ressão de extração 4,3 kgf/cm² ressão de extração, máxima 7,3 kgf/cm² Vapor de escape, máximo 0,5 kgf/cm² emperatra do vapor As temperatras admitidas, cjo tempo de dração é limitado, são admissíveis apenas para oscilações de fncionamento imprevistas. resme-se qe estes valores são atingidos apenas dentro de limites apertados; principalmente em relação à pressão máxima e a temperatra máxima. Vapor de entrada principal (dimensionamento 59 C Vapor de entrada principal, variação admissível segndo IEC 45 de: 59 C (média anal: valor-limite sperior, ainda admissível sem limite de tempo Vapor de entrada principal, variação admissível 537 C segndo IEC 45 de: (para m período mais longo: a média anal indicada não pode ser ltrapassada Vapor de entrada principal, variação admissível 543 C segndo IEC 45 de: (para 400 horas/ano: a média anal indicada não pode ser ltrapassada Vapor de entrada principal, variação admissível 557 C segndo IEC 45 de: (para 80 horas/ano: a média anal indicada não pode ser ltrapassada empos de partida, partida a frio Os valores indicados são valores-limite. ara não forçar o material, recomenda-se tempos mais longos empo de partida, mínimo 5 min empo de carga, mínimo 85 min empo de partida e de carga, mínimo 30 min 4

67 Dados técnicos Unidades empo de pré-aqecimento entre a abertra da 33 min válvla de fechamento rápido e a abertra da válvla de estranglamento Dilatações Dilatação relativa admissível da trbina, máxima 5 mm Reqisitos do óleo ressões do óleo As pressões a segir são indicadas como sobrepressão operacional Classe de viscosidade ISO VG 46 bar Óleo lbrificante 5,5 bar Óleo de comando 40 bar Óleo de elevação 40 bar Vazões de óleo Mancal radial da trbina, na frente 4,3 m 3 /h Mancal radial da trbina, atrás 6,3 m 3 /h Mancal axial da trbina 5,8 m 3 /h Gerador 0 m 3 /h Bomba de elevação do eixo 3,3 m 3 /h Segrança 0 m 3 /h Óleo lbrificante (total 9,9 m 3 /h Reservatório de óleo com aqecimento Conteúdo nominal 6,3 m 3 rimeiro abastecimento de óleo 7,8 m 3 Nível do óleo mais alto 75 mm (medido na borda sperior do reservatório de óleo drante parada Nível do óleo mais baixo 375 mm (medido na borda sperior do reservatório de óleo drante a operação Aqecimento 7,5 kw Óleo de comando com válvlas de comtação e reglador de temperatra Fabricante DELMAS GmbH ipo SBD-E-35/30-0/ Qantidade (refrigerador de óleo / operacional/refrigerador de óleo de reserva Filtro de óleo (óleo de comando Fabricante Mahle-Filter ipo I ressão diferencial admissível (alarme/desligamento [pe bar] 5,0 bar 4

68 Dados técnicos Unidades Filtro de óleo (óleo lbrificante Fabricante Boll & Kirch ipo BFD ressão diferencial admissível (Alarme 0,6 bar Acmlador de pressão Fabricante arker ipo 0./360bar UEV ressão de pré-enchimento 5,0 bar Eqipamento de teste e enchimento FU- Válvla regladora do óleo proplsor Fabricante Arca ipo 8C-ECOROL amanho DN80/N40 Separador de vapor de óleo Fabricante Franke Filter ipo FF-099 Condensador Fabricante Siemens ipo RNE-3.00-SS9.0 Sperfície de troca de calor m Qantidade de ága de arrefecimento.607 kgf/s Material da tblação CZn6SnF36 Bomba de váco de jato de vapor Fabricante ANA Verfahrenstechnik ipo x00% Estado do vapor de proplsão normal/máximo /4 bar Volme de aspiração (arvapor 39,4 kgf/h Bomba de condensado Fabricante AOLLO ipo GLKV-80/4 Flxo de transporte 70 m 3 /h Altra de elevação 70 m/ws Rotação.755 rpm Qantidade (bomba de operação/reserva / Sistema de vapor odas as indicações de pressão em sobrepressão Válvla de reglagem de vapor, vapor de selagem operação normal Fabricante Arca ipo ipo 33 amanho DN5/N400 43

69 Dados técnicos Unidades 44 Válvla de reglagem de vapor, refrigerador do vapor de selagem Fabricante Arca ipo ipo 595 amanho DN00/N40 Válvla de segrança do vapor de escape Fabricante Böhnisch GmbH ipo ipo 000 amanho 0 Início da abertra com 0, bar Alívio da válvla de segrança com 0,5 bar Condensador de vapor de fga Fabricante Delmas ipo ipo 00FK-E-0/90-8/6-4 /4 Sistema de limpeza do óleo Fabricante Karberg&Hennemann ipo ipo 000CJC Filtro fino 7/54/A/MZ/SVA/B/ GF/600/47 Secador Fabricante Mnters GmbH ipo ipo 000ML70-iB Válvla regladora do nível de condensado Fabricante Arca ipo válvla regladora de descarga Válvla regladora de circlação 6N--ECOROL 8C6-L-ECOROL amanho, válvla regladora de descarga DN50/N40 amanho, válvla regladora de circlação DN65/N40

70 Bomba de óleo Marca ipo Volme ressão Rotação Acionamento (m3/h máx. (bar (rpm Bomba de óleo Allweiler NSG / 4 6, Eixo principal WX acionado Bomba de óleo axiliar Bomba de óleo de emergência Bomba de óleo proplsor Bomba do óleo de elevação Allweiler NSSV 50-00/ 0 - F-R-800WX 4 6, Motor AC Allweiler NSSV 50-00/ 0-3,5.000 Motor F-R-800WX DC Allweiler NSSV 50-00/ , Motor F-R-800WX AC arker QX4-03R/06 3, Motor AC 45 esos Unidades rbina, montada kg arte sperior da carcaça externa (com todas as peças kg complementares externas arte sperior da carcaça externa (sem todas as peças kg complementares externas arte inferior da carcaça externa (com todas as peças kg complementares externas Câmara de vapor kg Sporte de palhetas fixas *, pos kg Sporte de palhetas fixas *, pos kg Sporte de palhetas fixas *, pos kg Sporte de palhetas fixas *, pos kg Cápsla de vedação, externa, dianteira kg Cápsla de vedação, externa, traseira kg Cavalete de apoio / caixa de mancal, dianteira (completa 7.96 kg Cavalete de apoio / caixa de mancal, traseira (completa 8.53 kg Válvla de fechamento rápido 655 kg Rotor da trbina kg Válvla atadora EB (completa.30 kg Válvla atadora EB (x 583 kg.66 kg Acionamento da válvla rotativa 340 kg Obs.: * vista a partir do vapor de escape da trbina em direção ao vapor de entrada

71 4.3 Avaliação das Incertezas das Medições Introdção Qando se relata o resltado de ma medição de ma grandeza física, é obrigatório qe seja dada ma indicação qantitativa da qalidade do resltado de forma tal qe aqeles qe o tilizam possam avaliar sa faixa de dúvidas. Sem esta indicação, resltados das medições não podem ser comparados, seja entre eles mesmos o com valores de referência dados nma especificação o nma norma. É, portanto, necessário qe haja m procedimento prontamente implementado, facilmente compreendido e de aceitação geral para caracterizar a qalidade de m resltado de ma medição, isto é, para avaliar e expressar sa incerteza Jstificativa A metodologia de Spencer, et al. (974, é o resltado de atividades experimentais, e dessa forma, a metodologia não informa a incerteza dos valores dados pelas crvas, o seja, o erro dado pela eqação da crva. Assim, é necessário, para qe o modelo faça ma boa avaliação do desempenho de trbinas a vapor, a determinação de erros no flxo de dados adqiridos. ara se atender a proposta do trabalho de avaliação do desempenho de trbinas a vapor de ma maneira simples e confiável, a avaliação da incerteza nas medições foi feita por análise estatística. ara tanto são tilizados os procedimentos recomendados pelo Gia para Expressão da Incerteza de Medição (ABN, INMERO, SBM, 003. O tempo de amostragem e a qantidade de leitras são determinados de acordo com a norma ASME C 9. (005, mas, em casos em qe a coleta de dados se tornar mito complexa (por exemplo, ma amostra com mais de 00 leitras, coleta-se ma qantidade mínima de leitras para a realização dos cálclos de incerteza. Assim, antes de se iniciar a coleta de dados de operação da sina, foi realizado m levantamento da instrmentação existente, bem como as informações referentes à calibração e faixas de operação e de incerteza pertinentes a cada instrmento. Neste estdo, os cálclos das incertezas são realizados segndo Albertazzi, A. et al. (008 e, como são empregadas as eqações do balanço de energia para a determinação das eficiências, a incerteza das leitras dos instrmentos, são avaliadas como a segir.

72 4.3.3 Incerteza de Medição 47 A incerteza do resltado de ma medição reflete a falta de conhecimento exato do mensrando. O resltado de ma medição após a correção dos efeitos sistemáticos reconhecidos, é ainda, tão somente ma estimativa do valor do mensrando por casa da incerteza proveniente dos efeitos aleatórios e da correção imperfeita do resltado no qe diz respeito aos efeitos sistemáticos. Basicamente, o cálclo da incerteza da medição poderá ser dividido em 3 etapas conforme o Gia para Expressão da Incerteza de Medição (ABN, INMERO, SBM, 003 e Albertazzi, A. et al. (008: - Cálclo da incerteza padrão; - Cálclo da incerteza combinada; 3 - Cálclo da incerteza expandida Avaliação da Incerteza adrão A incerteza padrão de ma fonte de erro é a faixa de dispersão em torno do valor central eqivalente a m desvio padrão. A avaliação da incerteza padrão pode ser classificada em ipo A e ipo B. O propósito de classificação ipo A e ipo B é de indicar as das maneiras diferentes de avaliar as componentes da incerteza e serve apenas para discssão, a classificação não se propõe a indicar qe haja qalqer diferença na natreza dos componentes resltando dois tipos de avaliação. Ambos os tipos de avaliação são baseados em distribições de probabilidade e os componentes de incerteza resltantes de cada tipo são qantificados por variâncias o desvios padrão Incerteza adrão Combinada A incerteza padrão combinada de m resltado de medição é a incerteza padrão qando este resltado é obtido por meio dos valores de várias otras grandezas, sendo igal à raiz qadrada positiva de ma soma de termos, sendo estes as variâncias o covariâncias destas otras grandezas, ponderadas de acordo com qanto o resltado da medição varia com mdanças nestas grandezas Grandezas Estatisticamente Independentes Este item trata do caso onde todas as grandezas de entrada são independentes (grandezas de entrada não correlacionadas. A incerteza padrão de y, onde y é a estimativa do mensrando Y e desta maneira o resltado da medição é obtido pela combinação apropriada de incertezas padrão das estimativas de entrada x, x,..., xn. Esta incerteza padrão combinada da estimativa y é representada por c (y.

73 A incerteza padrão combinada c (y, é a raiz qadrada positiva da variância combinada (y, qe é dada por: onde f é a fnção dada na eqação : c n f ( y ( x j i xi 48 (4. y f (x, x,..., xn (4. Cada (x é ma incerteza padrão avaliada (avaliação ipo A o avaliação ipo B. A incerteza padrão combinada c (y é m desvio padrão estimado e caracteriza a dispersão dos valores qe poderiam razoavelmente ser atribídos ao mensrando Y. A eqação (4., baseada nma aproximação da série de aylor de primeira ordem de Y f(x, X,..., XN, expressa o qe é denominado no Gia de Expressão de Incerteza de Medição como a lei de propagação da incerteza. As derivadas parciais ƒ/xi são igais a ƒ/xi avaliadas para Xixi. Os valores assmidos por estas derivadas, freqentemente denominadas coeficientes de sensibilidade, descrevem como estimativa de saída y varia com alterações nos valores das estimativas de entrada x, x,..., xn Incerteza Expandida Embora a incerteza padrão combinada c(y possa ser niversalmente sada para expressar a incerteza de m resltado de medição, em algmas aplicações comerciais, indstriais e reglamentadoras, e qando a saúde e a segrança estão em qestão, é, mitas vezes, necessário dar ma medida de incerteza qe define m intervalo em torno do resltado da medição com o qal se espera abranger ma extensa fração da distribição de valores qe poderiam ser razoavelmente atribídos ao mensrando. A medida adicional de incerteza qe satisfaz o reqisito de fornecer m intervalo do tipo indicado anteriormente é denominada incerteza expandida e é representada por U. A incerteza expandida U é obtida mltiplicando-se a incerteza padrão combinada c por m fator de abrangência k: Uk.c(y (4.3 O resltado de ma medição é, então, convenientemente expresso como Y y ± U, qe é interpretado de forma a significar qe a melhor estimativa do valor atribível ao mensrando Y é y, e qe y - U a y U é o intervalo com o qal se espera abranger ma extensa fração da distribição de valores qe podem ser razoavelmente atribídos a Y. al intervalo é também expresso como: y - U Y y U

74 U é interpretado como definindo m intervalo em torno do resltado de medição qe abrange ma extensa fração da distribição de probabilidade, caracterizada por aqele resltado e sa incerteza padronizada combinada, e é a probabilidade de abrangência o nível da confiança do intervalo. Sempre qe praticável, o nível da confiança, associado com intervalo definido por U deve ser estimado e declarado. Deve ser reconhecido qe mltiplicando c(y por ma constante, não acrescenta informação nova, porém se apresenta a informação previamente disponível de forma diferente. Entretanto, também deve ser reconhecido qe, na maioria dos casos, o nível da confiança (especialmente para valores de próximos de é m tanto incerto, não somente por casa do conhecimento limitado da distribição de probabilidade caracterizada, por y e c(y (especialmente nas extremidades, mas também por casa da incerteza da própria c(y Fator de Abrangência O valor do fator de abrangência k deve levar em conta, além do nível de confiança desejado, o número de gras de liberdade efetivos associados ao caso para o intervalo y-u a yu. O valor de k geralmente está entre e 3, mas pode assmir diversos otros valores. É comm calclar o número de gras de liberdade efetivos (υef através da eqação de Welch-Satterthwaite: υ sendo: c é a incerteza combinada; ef 4 c N i 4 i υi (4.4 i é a incerteza padronizada associada a i-ésima fonte de incerteza; υi é o número de gras de liberdade associado a i-ésima fonte de incerteza; N é o número total de fontes de incertezas analisadas. Da aplicação da eqação 4.4 reslta o número de gras de liberdade efetivo. O valor de k para nível de confiança de 95,45% pode então ser obtido da seginte tabela: υ ef k 95 3,9 4,53 3,3,87,65,5,43,37,8,3,0,7 υ ef k 95,5,3,,09,07,06,06,05,04,03,0,00 ara valores fracionários de υef, interpolação linear pode ser sada se υef > 3. Alternativamente, o valor de k 95 correspondente ao valor de υ ef imediatamente inferior na tabela pode ser adotado.

75 CAÍULO 5 DESENVOLVIMENO DA LANILHA COM DEALHAMENO DA MEODOLOGIA EMREGADA ara o desenvolvimento da planilha em Excel para esta tese, faz-se necessário a implementação das eqações apresentadas pela metodologia escolhida, e assim implemento-se inúmeras rotinas tilizando a lingagem Visal Basic (VB, através de Macros, para axiliar na solção destas eqações. Apresenta-se neste capítlo, ma descrição mais clara da metodologia proposta por Spencer et al. (974, e adotada nesta tese, como mostrado no Capítlo, através de m passo-apasso das etapas empregadas, bem como dos ajstes qe foram feitos, devidamente jstificados, com axílio da planilha Excel desenvolvida. 5. Esboço da lanilha Excel a ser Desenvolvida Com as informações obtidas, inicio-se a confecção da planilha para o diagnóstico da trbina a vapor em estdo, com a definição do volme de controle a ser estdado, segida da confecção das várias abas qe serão tilizadas na realização do trabalho. Os dados inseridos na planilha foram os de projeto, retirados do Heatflow Diagram (Diagrama de flxo de calor fornecido pela Siemens para a trbina da UE EZR, sendo aplicados à metodologia tilizada de maneira a redzir os desvios entre eles, e pode-se constatar qe a planilha foi zerada qanto às eficiências das seções da alta e média/baixa pressões, sendo assim validada. Zerar a planilha de cálclo de desempenho térmico da trbina a vapor significa zerar a diferença entre os valores calclados, pela metodologia empregada, das propriedades termodinâmicas do flido de trabalho, em cada estágio, com os valores respectivos da referência

76 5 adotada. A referência pode ser os valores das propriedades termodinâmicas de projeto da trbina a vapor o os valores de comissionamento. Deve-se destacar qe o estado de referência adotado foi o de projeto tendo em vista qe não foi realizado até o presente momento o comissionamento da UE EZR pela Siemens. A Figra 5. apresenta a tela inicial da planilha onde se observa o volme de controle a ser estdado (trbina a vapor, além dos principais componentes da UE EZR. Foram identificadas por cores as diferentes linhas de pressão existentes na UE. Em vermelho a pressão de 4 bar, em laranja 47 bar e em verde a linha de pressão de 4 bar. Figra 5. ela inicial da planilha. odem ser observadas através da Figra 5., as abas qe foram criadas para abrigar os diversos cálclos necessários à metodologia. Na Figra 5., são apresentados os dados de entrada, de maneira parcial, qe irão alimentar os cálclos da planilha nas seções de alta, intermediária e baixa pressão. Ressalta-se qe os dados empregados foram retirados do Heatflow Diagram (diagrama de flxo de calor fornecido pela Siemens, tendo em vista qe não foi realizado até o presente momento o Comissionamento da UE EZR.

77 5 Gostaríamos de salientar qe a planilha permite qe os dados possam ser digitados o inseridos online, podendo ser acessados remotamente por m sistema de aqisição de dados programado para determinado tempo de aqisição em tempo real. Na parte sperior da Figra 5. são mostrados algns parâmetros, tais como, a data de realização do teste, o horário e a carga da trbina a vapor correspondente, além de dados de condições ambiente. Figra 5. Aba correspondente aos dados de entrada Na Figra 5.3, são apresentados, de maneira parcial, os cálclos relativos à incerteza de medição nas seções de alta, intermediária e baixa pressão.

78 53 Figra 5.3 Aba correspondente a avaliação da incerteza de medição Na Figra 5.4 é apresentado, de maneira parcial, o balanço de massa aplicado às seções da trbina a vapor, considerando as extrações e o sistema de selagem.

79 54 Figra 5.4 Aba correspondente ao balanço de massa As Figras 5.5 e 5.6 apresentam as abas correspondentes aos cálclos da eficiência nas seções de alta, média e baixa pressão. Na Figra 5.5, o valor indicado pela seta na cor preta corresponde à eficiência interna dada pela metodologia desenvolvida. O valor azl corresponde à eficiência calclada a partir dos dados de projeto retirados do Heatflow Diagram. or último, tem-se a diferença entre os valores (projeto verss metodologia no qadro em vermelho.

80 55 Figra 5.5 Aba correspondente ao cálclo da eficiência na alta pressão Figra 5.6 Aba correspondente ao cálclo da eficiência na pressão intermediária

81 5. Metodologia para Obtenção do Desempenho de rbinas a Vapor em Condições de rojeto e em Cargas arciais 56 Ao longo deste capítlo são apresentados os diversos passos descritos pela metodologia proposta por Spencer et al. (974, iniciando pelas características da trbina a vapor da UE EZR identificados através dos dados do Heat Flow Diagram e de visitas à sina. Contdo, os resltados observados nestes docmentos devem ser analisados e confrontados com dados reais medidos, mediante o chamado teste de comissionamento, de modo a garanti-los. 5.. Heatflow Diagram O Heatflow Diagram consiste nm docmento fornecido pelos fabricantes de trbinas a vapor, qe apresenta as características da máqina através das propriedades termodinâmicas do vapor em diversos pontos de medição. Eles são concebidos a partir de programas de simlação, tais como GateCycle, hermoflow o desenvolvidos pelo fabricante, devendo ser aferidos por meio de ensaios práticos. Nestas simlações, são gerados resltados para diversas potências, dispostos como mostra a Figra 5.7. No Apêndice V desta tese é apresentado o Heatflow Diagram completo. Conforme podem ser observadas, na Figra 5.7 e também no Apêndice V, as seções de alta pressão e de pressão intermediária possem razão de pressão constantes, o seja, pressão do vapor de entrada sobre a pressão do vapor de exastão. Além disso, as condições do vapor, pressão e temperatra, na entrada da seção de alta pressão são mantidas constantes, independente da variação na potência elétrica total gerada. Foi também identificado qe as vazões mássicas de vapor para o sistema de selagem anterior e posterior, bem como as vazões de vapor para as bchas de compensação, Ak_ e Ak_, são extraídas logo no início da seção de alta pressão e direcionadas, sendo por este motivo, não responsáveis pela geração de potência mecânica. Os principais pontos mencionados estão indicados na Figra 5.8.

82 Figra 5.7 ropriedades do Vapor da UE- EZR para 55 MW de potência. 57

83 Alta ressão ressão Intermediária 58 Selagem osterior Selagem Anterior Ak_ Ak_ Baixa ressão Figra 5.8 Localização dos principais pontos na trbina a vapor da UE EZR. A abela 5. resme as características do vapor na seção de alta pressão para os diferentes Heatflow Diagram. ode ser observado qe à medida qe a potência total gerada dimini, e conseqentemente a vazão de vapor na entrada, a temperatra do vapor na exastão amenta, de modo a manter a razão de pressão na seção constante. Ainda de acordo com a abela 5., as condições do vapor como pressão e temperatra tanto na exastão qanto na extração V4 são igais, pois o processo de extração ocorre no mesmo estágio qe a exastão da trbina de alta pressão. or último, à medida qe a potência total gerada dimini, a vazão de vapor na exastão também dimini, redzindo a potência mecânica gerada na seção.

84 abela 5. - Características do vapor na seção de alta pressão para diversas cargas. 59 otência otal Gerada (MW Entrada Exastão Extração V4 ressão emp. Vazão ressão (ata (ºC (t/h (ata emp. Vazão ressão emp. (ºC (t/h (ata (ºC Vazão (t/h 55,000 4,00 59,0 83,99 47,93 399,3 97,537 47,9 399,3 79,0 53,400 4,00 59,0 84,564 47,93 399, 98, 47,9 399, 79,085 5,80 4,00 59,0 76,78 47,93 40, 88,766 47,9 40, 80,777 50,60 4,00 59,0 78,307 47,93 400,9 90,476 47,9 400,9 80,557 44,73 4,00 59,0 60,770 47,93 404,7 69,88 47,9 404,7 83,936 36,47 4,00 59,0 35,995 47,93 407, 44,467 47,9 407, 84,884 9,390 4,00 59,0 7,50 47,93 40,5 89,75 47,9 40,5 77,075,3 4,00 59,0 55,59 47,93 48,9 67,48 47,9 48,9 8,88 A abela 5. apresenta as características do vapor na seção intermediária para diferentes cargas. elo fato das condições do vapor apresentadas na exastão da seção de alta pressão corresponder à entrada da seção de pressão intermediária, elas foram omitidas na abela 5. para evitar repetições. Em virtde de se manter constante as condições do vapor de entrada, salvo a temperatra do vapor, o comportamento da máqina na seção de pressão intermediária é semelhante à seção de alta pressão. De acordo com a vazão de extração V apresentada na abela 5., ela não mostra ma tendência de redzir à medida qe a potência total gerada dimini. Isto refletirá na potência mecânica gerada na seção intermediária. abela 5. - Características do vapor na seção de pressão intermediária para diferentes cargas. otência otal Gerada (MW Exastão Extração V ressão emp. Vazão ressão (ata (ºC (t/h (ata emp. Vazão (ºC (t/h 55,000 4,8 55, 5,35 4,8 55, 45,86 53,400 4,8 54,8 45,094 4,8 54,8 53,08 5,80 4,8 60, 4,93 4,8 60, 45,843 50,60 4,8 59, 36,930 4,8 59, 53,546 44,73 4,8 73,3,75 4,8 73,3 47,078 36,47 4,8 87,0 95,44 4,8 87,0 49,053 9,390 4,8 34,8 39,507 4,8 34,8 50,08,3 4,8 376, 9,90 4,8 376, 47,7

85 60 A abela 5.3 apresenta as características do vapor na seção de baixa pressão para diferentes cargas. Novamente, na abela 5.3 serão omitidos os dados relativos à entrada da seção de baixa pressão pelo fato de serem igais à exastão da seção intermediária, evitando repetições. Foi também inclído a condição de títlo do vapor na exastão da seção de baixa pressão e na extração V3, sendo este último ora vapor úmido ora vapor speraqecido. abela Características do vapor na seção de baixa pressão para diferentes cargas.. otência otal Gerada (MW Exastão Extração V3 ressão ítlo Vazão ressão (ata (- (t/h (ata ítlo Vazão (- (t/h 55,000 0,034 0,877 6,63 4,04 (0,99 43,497 53,400 0,0873 0,876 0,34 3,49 (0,987 5,85 5,80 0,0957 0,880 06,735 3,70 (0,994 43,498 50,60 0,086 0,879 93,69 3, (0,990 5,000 44,73 0,0804 0,893 88,5 3,06 Speraqecido 4,99 36,47 0,0596 0,898 6,4, Speraqecido 40,000 9,390 0,0498 0,950 45,30,66 Speraqecido Nla,3 0,0374 0,98 5,485 0,965 Speraqecido Nla De acordo com a abela 5.3, pode-se observar qe as condições do vapor variam tanto na entrada, através da temperatra da exastão da seção intermediária, qanto na exastão, pelo títlo e pela pressão, além da vazão de exastão variável. Além disso, a extração V3, também conhecida como extração não controlada (sangria, tomada tem sa pressão de exastão, se títlo e sa vazão variáveis ao longo de toda faixa de potência total gerada pela trbina a vapor. Este comportamento variável foi empregado pela Siemens drante o projeto da máqina, e assim torna-se m grande desafio reprodzi-lo drante a aplicação da metodologia Diante das abelas 5., 5. e 5.3 apresentadas, pode-se traçar m perfil aproximado do comportamento operacional da trbina a vapor da UE EZR de modo a aplicar, em segida, as etapas presentes na metodologia proposta por Spencer et al. (974, detalhadas na próxima seção.

86 5.3 Descrição da Metodologia Empregada Seção de Alta ressão A abela 5.4, tilizada na metodologia de Spencer et al 974, mostra os procedimentos para o cálclo da eficiência. ara se tilizar esta tabela deve-se primeiramente selecionar qal a seção de pressão da trbina a vapor a ser estdada, como por exemplo, a seção de alta pressão e qantos bocais a seção possi. ara cada colna da abela 5.4 devem-se aplicar crvas de correção, tais como: correção da eficiência para o estágio de reglação; correção da eficiência para a razão de pressão; correção da eficiência para as condições iniciais; correção da eficiência para o estágio de reglação a carga parcial; correção da eficiência para a carga parcial; correção da eficiência para a sbstitição de 800 [rpm] na seção de baixa pressão. As Figras 5.9 à 5., correspondentes às etapas, além daqelas correspondentes aos ajstes feitos, estão apresentadas a segir. O cálclo final da eficiência da seção de alta pressão é resltado de ma série de etapas, com objetivo de corrigir ma dada eficiência inicial base, cjo valor representa ma família de máqinas com características semelhantes, por exemplo, em termos de potência, tamanho e eficiência. Na metodologia proposta por Spencer et al. (974, a abela 5.4 sgere ma eficiência base para a seção de alta pressão de 87%. Contdo, para o presente estdo, teve de ser investigado aqele valor inicial qe fosse representativo das máqinas da fabricante Siemens, ma vez qe a metodologia proposta por Spencer et al. (974 se espelho originalmente nas trbinas a vapor da fabricante General Electric.

87 abela rocedimento de cálclo da eficiência ((SENCER et al ipo de rbina arâmetros Eficiência Base Correção da Eficiência para a Vazão Volmétrica Correção da Eficiência para o Estágio de Reglação Correção da Eficiência para a Razão de ressão Correção da Eficiência para as Condições Iniciais Correção da Eficiência para o Estágio de Reglação a Carga arcial Correção da Eficiência para a Carga arcial Correção da Eficiência para a Sbstitição de 800 [rpm] na Seção de Baixa ressão Correção da Eficiência para a Média das Iterações (Opcional Não Reaqecidas 3600 [rpm] Com Condensação e Bocais de Estágio de Distribição Seções de Alta ressão 3600 [rpm] Sem Condensação e Bocal de Estágio de Distribição 3600 [rpm] Sem Condensação e Bocais de Estágio de Distribição 89,48 87,00 84, N Q υ Apêndice I; Figra A.I. Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I N Q υ Apêndice I; Figra A.I.6 Apêndice I; Figra A.I.5 Seções de ressão Intermediária 3600 [rpm] Sem Condensação e Sem Estágio de Reglação Apêndice I; Figra A.I N Q υ Seções Reaqecidas 3600 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 3600/800 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 800 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 9,93 9,93 9, N Q υ N Q υ N Q υ Apêndice I; Figra A.I.9 Apêndice I; Figra A.I.7 Apêndice I; Figra A.I.8 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.0 AE800,5 AERht.Sect.,5pol Apêndice I; Figra A.I.4 Apêndice I; Figra A.I. Apêndice I; Figra A.I. A segir estão descritos os passos necessários para o cálclo da eficiência da seção de alta pressão. º asso: Eficiência Base: 87 % Comentário: "Este valor corresponde a ma eficiência para a seção de alta pressão típica das máqinas empregadas por Spencer et al. (974 drante o desenvolvimento da metodologia, conforme destacado na abela 5.4".

88 º asso: Correção da eficiência para a vazão volmétrica. 63 Comentário: "Neste º asso, Spencer et al. (974 corrige a eficiência base inicialmente considerada no º asso em virtde das diferenças qe possam existir entre as características do escoamento empregado drante o desenvolvimento da metodologia com a condição atal de operação". ηm 87,00 η 87, ,00 η N m cp ϑc sendo: mm cccc vazão do vapor de projeto (lb/h; ϑ c volme específico do vapor (ft³/lb; N número de seções de flxo paralelo. 3º asso: Correção da eficiência para o estágio de reglação. Comentário: "Neste 3º asso, a metodologia corrige a eficiência resltante do º asso em virtde das diferenças qe possam existir entre o diâmetro médio do estágio de reglação das máqinas tilizadas por Spencer et al. 974, no desenvolvimento da metodologia com a condição atal de operação". η DM η m η η m sendo: ηη Eqação 5. relativa ao 3º asso. ηη mm eficiência para a vazão volmétrica obtida no º asso. η DM eficiência resltante do 3º asso referente ao diâmetro médio. A Eqação 5., e se respectivo gráfico representado na Figra 5.9 estão mostrados a segir: Sendo: % η I i 0 A i x A 0 4,37 A - 0,5 x Diâmetro Médio em polegadas i (5.

89 64,00 Mdança na Eficiência (% 0,50 0,00-0,50 -, Diâmetro Médio (polegadas Figra 5.9 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pelo diâmetro primitivo do estágio de reglação (SENCER et al º asso: Correção da eficiência para a razão de pressão na vazão de projeto. Comentário: "Neste 4º asso, Spencer et al. (974 corrige a eficiência resltante do 3º asso, penalizando a eficiência obtida anteriormente pela variação na pressão de entrada. Esta análise pode ser obtida a partir de ma investigação da Eqação A.I.5 do Apêndice I". η A η η η DM 3 DM sendo: ηη 3 Eqação relativa ao 4º asso. η DM η A eficiência para a vazão volmétrica obtida no 3º asso eficiência resltante do 4º asso referente ao razão de pressão. A Eqação 5. e se respectivo gráfico na Figra 5.0, estão mostrados a segir. Cada crva mostrada na Figra 5.0 corresponde a ma vazão volmétrica de projeto na entrada da seção de alta pressão e, de acordo com a razão de pressão calclada na operação, pode ser identificada a qeda na eficiência a ser adicionada ao 3º asso. % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (5. A 00,5 A 0-0,5009 A 0-63,0 A,83 xd x x ln( Qϑ t

90 65 Figra 5.0 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pela razão de pressão na vazão de projeto (SENCER et al º asso: Correção da eficiência para o estágio de reglação a carga parcial. Comentário: "Este 5º asso é semelhante ao º asso mostrado anteriormente. orém, a metodologia proposta por Spencer et al. (974 qantifica a perda de eficiência em razão do diâmetro médio do estágio de reglação em cargas parciais". η EG η η η A 4 A sendo: ηη 4 Eqação 5.3 referente ao 5º asso. ηη AAAA eficiência para a razão de pressão obtida no 4º asso ηη EEEE eficiência resltante do 5º asso referente ao estágio de reglação à carga parcial. A Eqação 5. 3, e se respectivo gráfico na Figra 5. estão mostrados a segir.

91 66 % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (5.3 A 00 -,8085 A 0 0, A 0,8085 A - 0, x FR x Diâmetro Médio em olegadas Figra 5. Correção da eficiência para ma trbina em carga parcial, na seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pelo diâmetro médio do estágio de reglação (SENCER et al º asso: Correção da eficiência para a carga parcial. Comentário: "Neste 6º asso, Spencer et al. (974 corrige a eficiência resltante do 5º asso em razão da carga parcial de operação, ma vez qe foram eleitas as condições termodinâmicas para 55 MW como carga nominal (projeto, tanto pelo fato de prodzirem as maiores eficiências qanto pelo fato da metodologia atar penalizando a eficiência inicial. η A carga parcial η EG η5 η EG

92 sendo: 67 ηη 5 Eqação 5.4, referente ao 6º asso. ηη EEEE eficiência para o estágio de reglação a carga parcial obtida no 5º asso ηη AAAA_cccccccccccccccccccccccc eficiência resltante do 6º asso referente à carga parcial. A Eqação 5.4, e se respectivo gráfico na Figra 5. estão mostrados a segir. Investigando a Eqação 5.4, Spencer et al. (974 penaliza a eficiência do passo anterior de acordo com as variações na pressão de operação na entrada da seção de alta pressão, ma vez qe a pressão de exastão de projeto é mantida fixa, conforme representado por cada crva da Figra 5.. Além disso, pela razão entre a vazão de vapor de entrada na operação e a vazão de projeto, Spencer et al. (974 finalmente reprodz a condição de carga parcial. % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (5.4 Sendo: A 00-60,75 A 0 7,50 A 0 66,85 A - 0,0 A 0 9,75 A - 0,55 A 03-35,85 A 3 3,045 x FR x t ln xd

93 68 Figra 5. Correção da eficiência para ma trbina em carga parcial, seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pela razão da vazão de controle (FR (SENCER et al. 974 Após ma investigação detalhada do procedimento empregado pela metodologia para se estimar as propriedades do vapor na saída de cada seção, bem como as grandezas qe estão envolvidas em cada etapa de correção, foi observado qe a metodologia ajsta as características da máqina em operação àqelas empregadas por Spencer et al. (974 drante o desenvolvimento da metodologia. Além disso, também corrige as características estabelecidas inicialmente levando-as para a condição conhecida como carga parcial. Desta forma, isto sgere qe a metodologia possa representar as características adotadas pelo fabricante em cargas parciais, a partir de ma condição estabelecida como projeto e as características da operação. Diante da escassez de dados relativos ao comportamento da trbina a vapor da UE EZR em cargas parciais, emprego-se a metodologia de Spencer et al. (974 para reprodzi-las. Idealmente, para se reprodzir o comportamento em cargas parciais, devem-se empregar as crvas características da máqina, qe revelam como variam a pressão, temperatra, vazão mássica, entre otros por meio de parâmetros adimensionais. Estes docmentos são de propriedade da fabricante Siemens, e infelizmente não foram disponibilizados, sendo sgerido reprodzir os dados disponíveis no Heatflow Diagram em programas de simlação térmica, como o GateCycle, de modo a obter tais crvas. Contdo, o melhor seria ajstar a metodologia com dados obtidos através de testes de comissionamento, de modo a redzir os possíveis desvios entre a metodologia e a condição real de operação.

94 69 De posse das etapas descritas na abela 5.4 para obtenção da eficiência da seção de alta pressão, estas foram aplicadas aos dados do Heatflow Diagram, prodzido pela Siemens. Na ocasião, foi escolhido o Heatflow Diagram correspondente à carga máxima de 55 MW de potência elétrica, como condição máxima, qe deve ser corrigida à medida qe a trbina a vapor trabalhe com carga parcial o varie apenas as características do vapor. Em resmo, a eficiência final resltante será obtida a partir de penalidades na eficiência máxima, variando de acordo com as características de operação. De modo a identificar os possíveis desvios existentes na metodologia, foi tilizado tanto na metodologia qanto nos cálclos manais, os mesmos dados do Heatflow Diagram para ma potência de 55 MW, a fim de se estabelecer ma mesma base de comparação. Inicialmente, foram aplicadas as etapas da metodologia mantendo a mesma eficiência inicial sgerida por Spencer et al. (974, no caso de 87%, para potência de 55 MW conforme já mencionado, tilizando as condições do vapor para 55 MW mostradas na Figra 5.7. A eficiência isentrópica resltante calclada manalmente foi sperior àqela encontrada após a seqência de correções propostas pela metodologia, conforme mostrado na abela 5.5. abela Etapas da metodologia para a seção de alta pressão sem correção no valor inicial. Eficiência Heatflow Diagram 8,957 % Etapas da metodologia Eficiência inicial 87,000 % Razão de Flxos,0 - Etapa 3,696 % 83,785 % Etapa 0,86 % 84,04 % Etapa 3-5,780 % 79,68 % Etapa 4 0,0 % 79,68 % Etapa 5 0,0 % 79,68 % Eficiência final SENCER 79,68 % Desvio Spencer x Heatflow -3,789 Neste caso, verifico-se qe as únicas etapas qe corrigiam o valor inicial de eficiência são empregadas pela metodologia para ajstar as diferenças entre as máqinas tilizadas por Spencer et al. (974 e da Siemens, qe não devem ser modificadas. Além disso, as etapas correspondentes à operação em carga parcial não eram aplicáveis, restando apenas à possibilidade de ajste na eficiência inicial.

95 70 Baseado no qe foi descrito, ajsto-se a eficiência inicial sgerida por Spencer et al. (974 de modo a adeqá-la às características da trbina a vapor da UE EZR, fabricada pela Siemens, conforme abela 5.6 para a potência de 55 MW. Este cálclo foi realizado empregando a ferramenta "Atingir Meta do Microsoft Excel, onde se vario o valor final a fim de igalar as eficiências calcladas, o seja, Heatflow Diagram e metodologia. abela Etapas da metodologia para a seção de alta pressão com correção no valor inicial. Eficiência Heatflow Diagram 8,957 % Etapas da metodologia Eficiência inicial 9,64 % Razão de Flxos,0 - Etapa 3,696 % 87,795 % Etapa 0,86 % 88,046 % Etapa 3-5,780 % 8,957 % Etapa 4 0,0 % 8,957 % Etapa 5 0,0 % 8,957 % Eficiência final SENCER 8,957 % Desvio Spencer x Heatflow 0,0 % Em segida, este mesmo valor inicial obtido após o ajste, foi aplicado nas demais cargas do Heatflow Diagram, resltando em algmas divergências nos valores finais de eficiência pela metodologia, após etapas de correções, em comparação com as propriedades informadas no Heat Flow Diagram. ais divergências podem ser observadas na abela 5.7 e na Figra 5.3. abela Resmo das eficiências do Heatflow Diagram verss Spencer sem ajstes. otência Elétrica (MW Eficiência Heatflow (% Eficiência final SENCER (% Desvio (% 55,000 8,957 8,957 0,0 53,400 83,046 8,957-0,089 5,800 8,64 8,730,467 50,60 8,53 8,784,53 44,73 78,5 8,969 3,87 36,47 75,934 80,5 4,8 9,390 64,96 7,69 8,495,3 56,83 70,87 3,364

96 7 Observa-se, na abela 5.7, qe os desvios foram crescentes à medida qe se redzia a potência elétrica gerada, o qe significava m amento bastante elevado das extrações de vapor ao longo das secções da trbina, e a metodologia não estava preparada para o cálclo da eficiência havendo extrações. Em virtde das etapas para o cálclo da eficiência corrigir o valor anterior a partir de ma porcentagem (penalidade, os valores necessários para ajste, Heatflow Diagram verss Spencer et al. (974, em cada carga conforme observado na Figra 5.3, foram determinados com axílio da ferramenta do Excel chamada "Atingir Meta". Inicialmente, para so da ferramenta, atribi-se m valor nlo para a diferença entre cada eficiência calclada por Spencer et al. (974 e aqela definida pelo Heatflow Diagram, e, através de m processo iterativo pela ferramenta "Atingir Meta", a porcentagem de correção necessária pode ser determinada para cada carga. Em segida, traço-se ma crva contendo os valores de ajstes necessários pela razão de flxo, FR, qe varia para cada carga. Este parâmetro foi escolhido por retratar o cenário da máqina em cargas parciais, o seja, qando a vazão de vapor na operação da máqina for menor qe aqele valor definido como máximo, para 55 MW, a razão de flxo irá aplicar os devidos ajstes identificados. Além disso, investigando o Heatflow Diagram, identifico-se qe a trbina a vapor opera com razão de pressão e propriedades do vapor na entrada da seção de alta pressão constantes. Neste caso, o parâmetro qe significativamente varia é apenas a vazão mássica, à medida qe a potência varia.

97 7 85,00 Seção de Alta ressão Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Sem Ajstes (Spencer x Heat Flow 80,00 Eficiência Isentrópca (% 75,00 70,00 65,00 y -40,8x 90,3x 33,0 R² 0,999 y -50,97x 3,6x,668 R² 0,989 Cotton Sem Ajstes 60,00 HEA FLOW 55,00 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.3 Distribição das eficiências da seção de alta pressão sem ajstes na metodologia ágina 7 GEEC Universidade Federal de Itajbá

98 73 Finalmente, foi encontrada ma crva qe representasse os desvios encontrados entre a metodologia do Spencer et al. (974 e os dados apresentados no Heatflow Diagram pela razão de flxo, FR, sendo para a potência de 55 MW m valor nitário e o ajste correspondente, nlo. A crva encontrada pode ser observada pela Figra 5.4. Correção/enalidade para atingir o ajste (% -,5-7,5 -,5-7,5 Ajste Spencer corrigido verss Heat Flow Diagram 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0, y 759,8x 3-836x 478x - 40,8 R² 0,999 Razão de flxo - FR (- Figra 5.4 Crva de ajstes para a seção de alta pressão. Incorporando a crva de tendência mostrada na Figra 5.4 na metodologia originalmente proposta por Spencer et al. (974 como m novo passo, a Figra 5.5 mostra o resltado dos ajstes feitos, onde se observa, devido aos peqenos desvios encontrados qe os resltados da metodologia modificada e do Heatflow Diagram ficaram sperpostos. Finalmente, o valor resltante da eficiência isentrópica corrigida após a aplicação da metodologia de Spencer et al.974, fornece a entalpia de saída do vapor da seção de alta pressão, qe será comparada com o valor calclado a partir dos dados de operação. Além disso, à medida qe a razão de flxo se altera, a nova entalpia de comparação é atomaticamente determinada pela metodologia de Spencer et al. (974, para posteriormente ser analisada com o valor de operação da trbina a vapor. Ao final deste Capítlo, é apresentado os resltados obtidos pela metodologia adotada, qando alimentada com os dados apresentados no Heatflow Diagram, como forma de validação. Ainda, no item 5.5, será avaliada a metodologia de Spencer et al. (974 qe foi desenvolvida (modificada, com os dados medidos contidos no teste de performance realizado pela UE EZR e enviados à ANEEL.

99 74 85,00 Seção de Alta ressão Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Com Ajstes (Spencer Corrigido x Heat Flow 80,00 Eficieência Isentrópica (% 75,00 70,00 65,00 60,00 y -50,97x 3,6x,668 R² 0,989 Cotton Após ajstes HEA FLOW 55,00 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.5 Distribição das eficiências para a seção de alta pressão após ajstes.

100 Seção de ressão Intermediária As etapas para cálclo da eficiência da pressão intermediária proposta por Spencer et al. (974 estão também listadas na abela 5.8, reescrita a segir. Como dito anteriormente, para se tilizar esta tabela deve-se primeiramente selecionar qal a seção de pressão da trbina a vapor a ser estdada, no caso, a seção de pressão intermediária. abela rocedimento de cálclo da eficiência (SENCER et al ipo rbina arâmetros de Eficiência Base Correção da Eficiência para a Vazão Volmétrica Correção da Eficiência para o Estágio de Reglação Correção da Eficiência para a Razão de ressão Correção da Eficiência para as Condições Iniciais Correção da Eficiência para o Estágio de Reglação a Carga arcial Correção da Eficiência para a Carga arcial Correção da Eficiência para a Sbstitição de 800 [rpm] na Seção de Baixa ressão Correção da Eficiência para a Média das Iterações (Opcional Não Reaqecidas 3600 [rpm] Com Condensação e Bocais de Estágio de Distribição Seções de Alta ressão 3600 [rpm] Sem Condensação e Bocal de Estágio de Distribição 3600 [rpm] Sem Condensação e Bocais de Estágio de Distribição 89,48 87,00 84, N Q υ Apêndice I; Figra A.I. Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I N Q υ Apêndice I; Figra A.I.6 Apêndice I; Figra A.I N Q υ Seções de ressão Intermediária 3600 [rpm] Sem Condensação e Sem Estágio de Reglação Apêndice I; Figra A.I. Seções Reaqecidas 3600 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 3600/800 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 800 [rpm] Com Condensação e Sem Estágio de Reglação 9,93 9,93 9, N Q υ N Q υ N Q υ Apêndice I; Figra A.I.9 Apêndice I; Figra A.I.7 Apêndice I; Figra A.I.8 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.3 Apêndice I; Figra A.I.0 AE800,5 AERht.Sect.,5pol Apêndice I; Figra A.I.4 Apêndice I; Figra A.I. Apêndice I; Figra A.I.

101 76 Contrariamente ao procedimento empregado na seção de alta pressão, qe é caracterizado por penalidades na eficiência inicial atribída, na seção de pressão intermediária o resltado da metodologia proposta por Spencer reslta diretamente na eficiência. A Eqação 5. 5, e se gráfico na Figra 5.6, são mostrados a segir: º asso: Determinação da eficiência da seção de pressão intermediária. Sendo: B η A Qϑ (5.5 A 90,799 0,7474 ln B ln b xd 0,5454 0,3 b ln 0,3 xd b xd ,8 b ln 0,8 xd 4 3 Variação na Eficiência Interna % H 50 Bt/lb H 300 Bt/lb H 350 Bt/lb H 400 Bt/lb H 450 Bt/lb H 500 Bt/lb H 550 Bt/lb H 600 Bt/lb H 650 Bt/lb H 700 Bt/lb H 750 Bt/lb -9,75,5,5,75 3 3,5 3,5 Razão de ressão na Entrada da rbina Figra 5.6 Correção da eficiência para a trbina da seção de pressão intermediária, sem estágio de reglação, rpm (SENCER et al Inicialmente, aplico-se a Eqação 5.5 com as propriedades definidas no Heatflow Diagram para a condição de 55 MW de potência elétrica, encontrando m valor maior, conforme mostrado na abela 5.9.

102 Após análise da Eqação 5.5, ajsto-se a eficiência calclada por Spencer com o Heatflow Diagram para a carga de 55 MW através de ma redção do valor inicial da constante empregada no cálclo do arâmetro "A" da Eqação 5.5, de 90,799 para 88,78. O valor 88,78 foi obtido através da ferramenta "Atingir Meta" do Microsoft Excel, qe vario o valor atribído inicialmente até se obter a mesma eficiência do Heatflow Diagram. Isto foi necessário a fim de assegrar qe os possíveis desvios encontrados em carga parcial ocorram apenas devido a variação da potência elétrica gerada. abela Eficiência para a seção de pressão intermediária para 55 MW. Eficiência Heatflow (% Eficiência Spencer Eqação A.I. (% Desvio (% 86, Sem ajste na Eqação 88,7,93 Com ajste na Eqação 86,53 0,0 77 Finalmente, a mesma Eqação 5.5 modificada foi aplicada com as propriedades presentes no Heatflow Diagram para as demais cargas, além dos dados de entrada qe resltaram da aplicação da metodologia para a seção de alta pressão. Algns desvios foram encontrados conforme mostrado na abela 5.0. abela Eficiência para a seção de pressão intermediária sem ajstes otência Gerada (MW Eficiência Heatflow (% Eficiência Spencer (% Desvio (% 55,000 86,53 86,53 0,0 53,400 86,38 86,6-0,88 5,80 83,604 86,06,65 50,60 84,5 86,05,074 44,73 76,063 85,70 9,884 36,47 67,9 85,0 7,344 9,390 38,99 8,88 44,8,3,745 80,835 60,643 Observa-se, na abela 5.0, assim como se observo na abela 5.7, qe os desvios foram crescentes à medida qe se redzia a potência elétrica gerada, o qe significava m amento bastante elevado das extrações de vapor ao longo das secções da trbina, e a metodologia não estava preparada para o cálclo da eficiência havendo extrações.

103 Figra 5.7. Foi reprodzida ma crva de tendência, a partir dos desvios encontrados, mostrada na 78 80,0 Correção para ajste Spencer verss Heat Flow Diagram orcentagem de correção para ajste (% 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 0,0 0,0 y -67,5ln(x - 0,048 R² 0,999 0,0 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.7 Crva de tendência para ajstes da metodologia na seção intermediária. A Figra 5.8 mostra a eficiência isentrópica em fnção da qeda de vazão em massa de vapor, sem os ajstes. Observa-se qe à medida qe a vazão em massa cai, às diferenças entre o método de Spencer et al (974 e o Heatflow Diagram amentam, conforme característica já observada na seção de alta pressão e na abela 5.0. A Figra 5.9, apresenta a distribição das eficiências para a seção de pressão intermediária após ajstes. Analisando a Figra 5.9, pode-se observar após os ajstes aplicados, qe a metodologia coincidi com os dados esperados pelo Heatflow Diagram.

104 79 95,000 Seção Intermediária Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Sem Ajstes (Spencer x Heat Flow 85,000 Eficiência Interna (% 75,000 65,000 55,000 45,000 y 4,764ln(x 86,9 R² 0,987 Cotton Heat Flow y 59,66ln(x 86,09 R² 0,999 35,000 5,000 5,000 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900,000 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.8 Distribição das eficiências da seção de pressão intermediária sem ajstes na metodologia

105 80 90,00 Seção Intermediária Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Com Ajstes (Spencer x Heat Flow 80,00 Eficiência Isentrópica (% 70,00 60,00 50,00 40,00 y 59,66ln(x 86,09 R² 0,999 Cotton Heat Flow 30,00 0,00 0,000 0,00 0,00 0,300 0,400 0,500 0,600 0,700 0,800 0,900,000 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.9 Distribição das eficiências para a seção de pressão intermediária após ajstes

106 Seção de Baixa ressão Na seção de baixa pressão a metodologia proposta por Spencer et al. (974 reslta no valor da entalpia do vapor na exastão da trbina, após etapas semelhantes às mostradas drante a determinação da eficiência na seção de alta pressão. Basicamente, ela corrige as possíveis variações na vazão, em comparação com aqela tilizada como referência por Spencer et al. (974 drante o desenvolvimento da metodologia, além dos efeitos da variação das propriedades do vapor na entrada da seção, tais como pressão e temperatra no cálclo final da eficiência. Ainda, a metodologia reqer o cálclo da entalpia do vapor de exastão para ma pressão de,5inhg, além do títlo e da midade correspondentes. Spencer tilizo a pressão de,5inhg, pois representa m valor típico para a pressão no váco do condensador, além de possivelmente corresponder às máqinas empregadas pelos atores drante o desenvolvimento da metodologia. Em segida, o valor da entalpia na pressão de,5inhg deve ser corrigido para a pressão de exastão de operação através do parâmetro ELE, detalhado no 6º passo descrito a segir. Uma representação deste procedimento pode ser visalizada na Figra 5.0. A entalpia do vapor de exastão chamada pela metodologia de ELE corresponde ao ponto final da linha de expansão, do inglês End Line Expansion oint. orém, os dados fornecidos pelo Heatflow Diagram na exastão da trbina a vapor inclem implicitamente as perdas sofridas pelo vapor na região de saída da máqina, fazendo com qe a comparação não possa ser feita com o ELE da metodologia do Spencer, mas sim o chamado UEE, qe corresponde ao ponto final da energia tilizada, do inglês Used End Energy oint. Neste caso, devem ser ainda inclídas as etapas necessárias descritas por Spencer et al. (974 até o cálclo do UEE.

107 8 Figra 5.0 Linhas de Expansão ilstrando o conceito de ELE. (Adaptada de DRBAL, et al ara se obter o valor da eficiência isentrópica de acordo com a metodologia para a seção de baixa pressão, resta definir a condição de sangria qe será estabelecida, bem como sa respectiva lei de formação, de modo a incorporar na metodologia os efeitos da sangria, ma vez qe na seção de baixa pressão a sangria o extração V3 inflência no resltado final por estar posicionada nma região intermediária da seção. Constato-se qe a definição de ma lei de formação da sangria é complexa, principalmente por ser m comportamento variável ao longo de toda a faixa de operação da trbina a vapor conforme observado no Heatflow Diagram, o seja, com razão de pressão, temperatra e razão de flxo variável para cada potência gerada. Ainda, trata-se de ma condição qe se ajsta conforme os objetivos traçados pelo fabricante da máqina, pois é a única seção qe contempla diversos parâmetros variando simltaneamente. Neste caso, o fabricante pode ter fixado ma dada eficiência isentrópica mínima, ma dada condição de títlo na saída o mesmo certo tempo de vida útil da máqina, de acordo com ma dada estratégia, qe não está sob o nosso acesso. Finalmente, de posse do valor da entalpia na exastão da seção de baixa pressão e das características da sangria V3, o valor da eficiência isentrópica pode ser obtido. A seqência de etapas para determinação da eficiência pela metodologia para a seção de baixa pressão esta mostrada a segir:

108 º asso: Eficiência Base: 9,93 % 83 º asso: Correção da eficiência para a vazão volmétrica: ηm 9,93 η 9,93 sendo: η N m RE ϑvi m RE vazão do vapor de projeto na entrada da seção (lb/h; ϑ VI (ft³/lb; volme específico do vapor na pressão e temperatra de projeto na saída da seção N número de seções de flxo paralelo. 3º asso: Correção da eficiência para as condições iniciais de temperatra e pressão: η CI η m η sendo: η : obtido pela Eqação 5. 7, com se respectivo gráfico na Figra 5. é dado por: η m (5.6 sendo: % η J I j 0 i 0 A ji x i x A 00 8,35 A 4 0, x0-3 A 0-9,39049 A 5-0, x0-4 A 0-65,79590 A 30 0,050837x0-5 A 03 07,300 A 3 0,68638 x0-6 A 05 -,56388 A 3-0, x0-6 A 0-0, A 33 0,588657x0-6 A,84457 A 34-0,4069x0-6 A 0, A 35 0, x0-7 A 3-0, A 40-0,507909x0-9 A 4-0, A 4 0, x0-9 A 5 0, A 4 0,3809x0-0 A 0-0,697947x0-3 A 43-0,049993x0-9 A -0, x0- A 44 0,477573x0-0 A 0, x0-3 A 45-0, x0- A 3-0, x0-3 x log 0 x H* j (5.7 Observação: H* H a não ser qe a entropia s >,004 Bt/lb R, então,

109 H* menor entalpia H o H, sendo, 84 H, H entalpia do vapor (vapor após as válvlas parcializadoras pressão do vapor antes das válvlas interceptadoras. Figra 5. Correção da eficiência da seção reaqecida o não, com condensação para as condições iniciais de pressão e temperatra do vapor, para trbinas com rotação de e / o.800 rpm (SENCER et al º asso: Cálclo da entalpia para o ponto final da linha de expansão o ELE (Expansion Line End oint. Comentário: "Neste 4º asso, o valor da entalpia do vapor na pressão de,5inhg é calclada em fnção da eficiência obtida no 3º asso, da entalpia de entrada e da entalpia isentrópica na pressão de,5inhg, através da Eqação 5. 8". ELE η 00 ( H m xs CI,5 H m H sendo: H m entalpia da mistra do vapor qe vem dos selos da seção de alta pressão somada ao vapor de entrada da trbina de pressão intermediária. Se não existir o vapor de selagem vindo da seção de alta pressão, então H m H IV ; H IV entalpia específica do vapor após as válvlas interceptadoras; H xs entalpia específica sob a linha de expansão isentrópica com pressão de,5 pol Hg abs. (,5 pol Hg abs. 0, bar. (5.8

110 5º asso: Cálclo do títlo e da porcentagem de midade presente no vapor dentro do condensador para ma pressão de,5 pol Hg abs. Comentário: Este 5º asso corresponde aos cálclos axiliares qe servirão para obtenção da correção necessária para a pressão de operação do condensador com base na pressão de,5inhg. 85 χ ELE h,5 vapor,5 h h liqido,5 líqido,5 (5.9 % χ midade Y (5.0 sendo: χ títlo do vapor; ELE,5 entalpia específica do vapor a ma pressão de,5 pol Hg abs. hlíqido,5 entalpia específica do líqido satrado a ma pressão de,5 pol Hg abs. hvapor,5 entalpia específica do vapor satrado a ma pressão de,5 pol Hg abs. Y porcentagem de midade presente no vapor a ma pressão de,5 pol Hg abs. 6º asso: Cálclo da mdança do ELE,5 para a pressão absolta de exastão no condensador observada drante o teste: ELE ELE ( 0,87 ( 0,0Y ( 0, Y ELEressão de Exastão do Condensador ELE, 5 ELE (5. (5. Sendo ΔEEEEEEEE 0 obtido pela Eqação A Eqação 5. 3, e se respectivo gráfico na Figra estão mostrados a segir: I i ELE0 A i x (5.3 i 0 sendo: A 0-3,9848 A 3, A 57,86440 x ln( pol Hg abs.

111 A Figra 5. mostra a correção para o ELE para ma determinada pressão de exastão. 86 Figra 5. Correção do ELE para a pressão de exastão para seções reaqecidas o não e com rotação da trbina de e/ o.800 rpm (SENCER et al Sendo: ELE variação da entalpia no ponto final da expansão para a pressão absolta do condensador drante o teste. 7º asso: Cálclo do títlo e da porcentagem de midade presente no vapor de exastão da trbina para o condensador, para a pressão medida drante o teste (pressão absolta em polegadas de mercúrio. χ ELE ressão de Exastão no Condensador h vapor h líqido h liqido (5.4 % χ midade Y (5.5 sendo: χ títlo do vapor; ELE ressão de Exastão no Condensador entalpia específica do vapor h líqido entalpia específica do líqido satrado na pressão medida drante o teste. h vapor entalpia específica do vapor satrado na pressão medida drante o teste. Y porcentagem de midade presente no vapor na pressão medida drante o teste.

112 8º asso: Cálclo da Velocidade Anlar na saída do vapor após o último estágio da seção de baixa pressão, pela Eqação V an m cond υ A ( 0,0 Y an N 87 (ft/s (5.6 sendo: A an a área anlar da seção de exastão em ft²; m cond vazão mássica do vapor de exastão da trbina de baixa pressão para o condensador em lb/h. Esta vazão é obtida a partir do cálclo do balanço de massa e energia. υ volme específico do vapor na exastão da trbina em ft³/lb; Y valor obtido pela Eqação 5. 5; N número de flxos do vapor de exastão da trbina de baixa pressão para o condensador. A área anlar da seção de exastão da trbina de baixa pressão é dada pela Eqação 5. 7: A an π 4 ( D D ext int (5.7 DD eeeeee diâmetro externo da pá do último estágio da trbina de baixa pressão; DD iiiiii diâmetro interno da pá do último estágio da trbina de baixa pressão. 9º asso: Cálclo das perdas na exastão: O valor das perdas totais na exastão é reqerido para se calclar a entalpia do UEE (Used Energy End oint o a Energia Utilizada até o onto Final da Linha de Expansão. Estas perdas conhecidas por EL (otal Exhast Loss podem ser plotadas verss a velocidade anlar, para diversos comprimentos de pá do último estágio da trbina de baixa pressão, conforme mostradas na Figra 5.3. ara se tilizar o gráfico, é necessário se conhecer o comprimento da pá do último estágio e verificar qal a crva qe representa esta pá. Em segida deverá ser calclado a velocidade anlar do vapor qe sai após esta pá, resltando no valor das perdas na exastão.

113 88 Figra 5.3 Exemplo das crvas de perdas na exastão fornecidas pelo fabricante (Adaptada de SENCER et al Como o comprimento da pá do último estágio da trbina de baixa pressão, o diâmetro médio e a área anlar desta última seção, são geralmente padronizados, estas crvas podem ser colocadas em forma de tabela, e através de eqações de interpolação matemática, pode-se determinar com maior precisão as perdas na exastão, a partir das velocidades de exastão do vapor da trbina de baixa pressão (SENCER et al A abela 5. apresenta os valores das perdas de exastão na seção de baixa pressão.

114 abela 5. - Valores tabelados das perdas de exastão na seção de baixa pressão (SENCER et al [rpm] 800 [rpm] 89 Comprimento da alheta do Último Estágio [pol] , Diâmetro Médio [pol] 60 65,5 7, , ,5 3 5 Área Anlar [pé²] 6, 3,9 4, 55,6 66, 3,7 95,3 05,7 3,8 7,4 Velocidade [ft/s] Anlar Crva Crva Crva 3 Crva 4 Crva 5 Crva 6 Crva 7 Crva 8 Crva 9 Crva 0 8 5,6 53,65 64,09 99, 06,70 76,30 4,85 5,63 75, ,64 46,50 56,5 88,90 95,43 67,90 37,80 45,50 65, ,0 40,08 47,58 77,88 84,8 58,70 3,63 38,38 55,68 00,75 34,35 40,55 67,65 74,38 50,50 8,40 3,65 48, ,33 4,95 9,75 50,85 56,7 37,50,60 3,80 36, ,53 8,68,48 38,38 43,00 8,75 6,60 7,43 7, ,09 4,3 7,8 9,83 3,8,5 3,3,9, ,73 0,90 3,55 3,5 5,40 7,0 0,55 9,80 6, ,95 8,65 0,8 7,80 9,40 3,45 9,00 7,97, ,90 7,45 8,85 3,60 4,66,00 8,3 7,07 9, ,57 7, 8,30,0,93 9,70 7,89 7,0 8, ,65 7,55 8,50 0,45 0,80 9,60 8,40 7,7 8, ,95 8,70 9,50 0,75 0,75 0,3 9,57 9,00 9, ,56 0,45,5,00,65,75,40,00 0, ,35 5,45 5,8 6,0 5,0 5,95 6,5 6,5 4, ,6,07,3,7 9,80,7,97,97 9, ,00 6,95 6,8 6,4 5, 6,4 8,00 7,9 5, ,35 33,05 3,8 3,0 3,06 3,0 34,00 34,00 30, ,35 38,75 38,50 37,55 36,70 37,55 39,80 39,9 36, ,90 44,5 43,80 4,70 4,05 4,70 45,8 45,5 4, ,70 48,90 48,30 47,35 46,69 47,35 49,90 49,85 46,50

115 Através do so do programa comptacional Mathematica, foram desenvolvidas as eqações de interpolação para cada crva da abela 5., e as cores tilizadas nesta tabela têm como objetivo separar as eqações de interpolação nos pontos de inflexão onde essas eqações divergem do resltado verdadeiro. Desta forma, para cada crva, existirão das o mais eqações de interpolação válidas para ma determinada faixa de velocidade anlar. ais eqações estão apresentadas no Apêndice V. 90 0º asso: Cálclo do UEE (Used Energy End oint o Entalpia para a energia tilizada no ponto final da linha de expansão, através da Eqação 5.8. UEE ELE r essão do Condensador EL ( 0,0Y 0,87 ( 0,0065Y (5.8 º asso: expansão: Cálclo da eficiência da trbina para a energia tilizada no ponto final da linha de η RE H m UEE H H m xs (5.9 Conforme aplicado nas otras seções mostradas, em particlar na seção de alta pressão, a metodologia do Spencer emprega ma dada eficiência base inicial, qe é característica das maqinas empregadas por Spencer drante o desenvolvimento da metodologia. De forma semelhante à seção de alta pressão, a eficiência isentrópica cai à medida qe a potência gerada pela trbina a vapor decresce, conforme verificado no Heatflow Diagram. Contdo, as propriedades do vapor na entrada e saída da seção de baixa pressão são diferentes a cada carga, de modo a atender algm objetivo predefinido pelo fabricante, conforme mencionado anteriormente. Dentre os parâmetros tem-se a razão de pressão, o salto entálpico e o títlo na saída qe são variáveis conforme a carga imposta na trbina a vapor. Um dos pocos parâmetros identificados qe se manteve constante foi a razão entre o salto entálpico e a entalpia de entrada da seção de baixa pressão, h h. Neste sentido, foi eleita a carga de 55 MW de potência elétrica como inicial, conforme estratégia empregada na seção de alta pressão. Em segida, a metodologia foi aplicada para esta carga, encontrando m valor maior do qe aqele informado pelo Heatflow Diagram, conforme apresentado na abela 5..

116 9 abela 5. - Determinação da eficiência da seção de baixa pressão sem ajstes no valor inicial. otência Gerada 55,000 MW Eficiência Heatflow Diagram 80,93 % Etapas da metodologia asso Eficiência Inicial 9,930 % asso Etapa,43 90,6 % asso 3 Etapa -4,689 86,373 % asso 4 ELE 5 939,69 Bt/lb asso 5 asso 6 asso 7 asso 8 asso 9 COON_B_ELE X 0,845 - Y 5,539 - ELE ZERO 44,573 Bt/lb VELE 9,445 Bt/lb 968,73 Bt/lb 53,4 kj/kg X AUX 0,86 - Y 3,879 - VAN 503,935 ft/s EL 3,45 Bt/lb asso 0 COON_B_UEE 975,775 Bt/lb 69,648 kj/kg asso Eficiência final calclada COON 85,904 % Delta entre Spencer e Heatflow 4,973 % Neste caso, redzi-se o valor da eficiência sgerida por Spencer, de 9,93 para 86,708 através da ferramenta "Atingir Meta" do Excel, a fim de adeqar o procedimento de cálclo às características da trbina a vapor da UE EZR, fabricada pela Siemens. Vale lembrar qe a princípio a metodologia desenvolvida por Spencer está ajstada para ma família de máqinas, qe originalmente é espelhada nas máqinas da fabricante General Electric. Além disso, está assegrado qe os possíveis desvios encontrados nas demais cargas serão apenas referentes à variação de potência necessária.

117 A abela 5.3, apresenta a eficiência da seção de baixa pressão após os ajstes, onde pode ser observado qe o desvio redzi de 4,973% para 0,00%, em virtde do ajste realizado na eficiência inicial proposta por Spencer et al. (974. Em segida, o mesmo valor inicial base da eficiência foi aplicado às demais cargas apresentadas no Heatflow Diagram e os respectivos desvios foram identificados, conforme mostrado na Figra 5.4. abela Determinação da eficiência da seção de baixa pressão com ajstes. Etapas da metodologia otência Gerada 55,0 MW Eficiência Heatflow Diagram 80,93 % asso Eficiência Inicial 86,708 % asso Etapa,43 85,475 % asso 3 Etapa -4,689 8,467 % asso 4 ELE 5 957,97 Bt/lb 9 asso 5 asso 6 X 0,863 - y 3,745 - ELE ZERO 44,573 Bt/lb VELE 30,457 Bt/lb asso 7 COON_B_ELE 988,375 Bt/lb 98,956 kj/kg asso 8 asso 9 X AUX 0,880 - Y,967 - V AN 55,0 ft/s EL,54 Bt/lb asso 0 COON_B_UEE 995,06 Bt/lb 34,5 kj/kg asso Eficiência final calclada COON 80,933 % Delta entre Spencer e Heatflow 0,00 %

118 93 85,000 80,000 Seção Baixa ressão Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Sem Ajstes (Spencer x Heat Flow y -37,7x 4 344,x 3-93,x 0,x 65,0 R² 0,996 Eficiência Isentrópica (% 75,000 70,000 65,000 y -4,6x 4 309,6x 3-63,3x 0,0x 58,40 R² 0,997 Cotton sem ajstes Heat Flow 60, , 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.4 Distribição das eficiências para a seção de baixa pressão sem ajstes

119 De modo a ajstar os desvios observados na Figra 5.4, o procedimento aplicado foi semelhante à seção de alta pressão, através da ferramenta "Atingir Meta", a fim de obter os desvios em termos da entalpia calclada entre a metodologia e o Heatflow Diagram para cada potência. Foi acrescentado m novo passo à metodologia originalmente proposta por Spencer et al. (974, somando ao valor final da entalpia calclada no 0º asso, a entalpia de correção adeqada a cada potência. Finalmente, com base nas diversas entalpias de correção traço-se ma crva de tendência em fnção da razão de flxo nesta seção, mantendo o mesmo procedimento de correção. A crva de tendência traçada pode ser observada pela Figra Entalpia de Correção Cotton x Heat Flow (Bt/lb Entalpia de ajste UEE Spencer verss x Heat Flow y -36,95x 34,88 R² 0, , 0,4 0,6 0,8 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.5 Crva de tendência para ajste dos desvios encontrados. Após a crva de tendência ser aplicada, as correções foram implementadas em Visal Basic na planilha Excel, sendo constatados ainda algns desvios. Neste caso, analisando o procedimento aplicado nas seções anteriores, verifico-se qe as condições de entalpia empregadas como iniciais, para a potência de 55 MW permaneciam constantes, enqanto as condições do vapor variavam jntamente com a potência.

120 95 Isto se deve ao procedimento de cálclo da eficiência isentrópica da seção de baixa pressão, onde pela existência de ma extração em m estágio intermediário da seção e não, no último estágio conforme observado nas demais seções. Neste caso, como a metodologia não dispõe de crvas de correção para se determinar as penalidades qe a variação das características da extração pode inflenciar no valor inicial da eficiência, inicialmente manteve-se o ajste feito. Em segida, manteve-se constante as propriedades do vapor e observo-se o qanto afetava no valor da eficiência anteriormente calclada. Assim, através da ferramenta "Atingir Meta" do Excel, as diferenças em termos de entalpia final pderam ser identificadas e distribídas em fnção da razão de pressão, o seja, a pressão do vapor de exastão de operação sobre a pressão do vapor na condição de 55 MW, também na extração. A Figra 5.6 mostra a crva de tendência obtida. Variação na Entalpia do vapor V3 (Bt/lb Ajste da variação nas propriedades do vapor na extração V , 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0, y 8,36x 3-9,7x 46,0x - 78,88 R² 0, Razão de ressão V3 (- Figra 5.6 Diferença na entalpia de exastão da seção de baixa pressão pela variação nas condições da extração V3 Aplicando a crva de ajste proposta, os desvios redziram, como observado pela Figra 5.7.

121 96 85,000 Seção Baixa ressão Distribição das eficiências isentrópicas para cargas parciais Com Ajstes (Spencer x Heat Flow 80,000 Eficiência Interna (% 75,000 70,000 65,000 y 3,34x 3-57,8x 44,3x 6,76 R² 0,990 Cotton após ajstes 60, , 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão de Flxos - FR (- Figra 5.7 Distribição das eficiências da seção de baixa pressão após ajstes.

122 5.4 Resmo dos Desvios após Cálclos 97 Após os ajstes feitos e os novos passos acrescentados à metodologia (metodologia modificada, apresenta-se a segir os resltados obtidos para o cálclo da: eficiência isentrópica; potências; linhas de expansão. Estes cálclos estão de acordo com a Metodologia Modificada, para três sitações estdadas: - Metodologia Spencer Modificada (planilha X Heat Flow; - lanilha Excel x este de erformance ANEEL (Não Comissionamento; - lanilha Excel x este de erformance UE Cbatão Metodologia Spencer Modificada (planilha X Heat Flow A Eficiência Isentrópica para as seções de alta, intermediária e baixa pressões De posse dos vários Heatflow (Anexo V apresenta-se, na Figra 5.8 o resltado dos desvios obtidos pela lanilha Excel, para a otência Elétrica de 55 MW Figra 5.8 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V

123 98 De posse dos resltados obtidos dos Heatflow Diagram para os demais valores de potências elétricas, monto-se a abela 5.4. abela Desvios dos resltados da metodologia empregada com os resltados do Heatflow para as seções de alta (H, média (I e baixa (L pressões. otência Elétrica (MW Desvio % Eficiência Isentrópica H I L 55,00-0,0 0,00,05 53,40-0,08 0,33 0,9 5,80 0, 0,0,56 50,6 0,03 0,, ,6-0,86 -,49 36,4 0,5 0,74 -,8 9,39-0,06 0,8,76, 0,03-0,,3 Diante dos resltados apresentados, observa-se qe os maiores desvios ocorreram na seção de baixa pressão, sendo,4% o maior desvio, principalmente em virtde da grande qantidade de parâmetros qe variam simltaneamente. Além disso, as condições do vapor na extração V3 inflenciam fortemente no resltado da eficiência da seção de baixa pressão, o qe não ocorre nas demais seções. orém, na potência elétrica de 50,60 MW, os desvios na eficiência para a seção de baixa pressão foram os maiores dentre as potências mais elevadas, provavelmente devido ao comportamento de algns parâmetros do vapor qe apresentaram ma tendência contrária às demais potências, conforme pode ser observado nos dados do Heatflow Diagram mostrados no Apêndice V. ambém, a crva de tendência aplicada para

124 99 ajste da extração V3, representa m valor médio, ltrapassando em algmas sitações o valor necessário ao ajste. Contdo, jlgo-se qe os desvios são baixos, baseando-se no fato da metodologia ter ma aplicação geral, onde são abordadas máqinas de características mito diferentes. Além disso, neste estdo, os ajstes foram baseados no intito de reprodzir as características do Heatflow Diagram, qe em algns casos, era difícil encontrar algma tendência para todas as cargas. B otências Mecânica e Elétrica Geradas Depois de conclído o cálclo das eficiências isentrópicas para cada seção, o próximo passo corresponde à determinação das potências mecânicas geradas. Neste caso, foram aplicadas para o cálclo da potência mecânica nas três seções da trbina a vapor, a teoria termodinâmica clássica, através das massas de vapor qe resltaram do balanço de massa e as entalpias do vapor tanto determinadas pela metodologia qanto calcladas via valores lidos pelos instrmentos. Apresenta-se na Figra 5.9 o resltado dos desvios obtidos pela lanilha Excel (Cotton Modificada para os valores do Heatflow, para a otência Mecânica de 55 MW. Após a determinação da potência mecânica em cada seção, emprego-se as crvas de correção do gerador, fornecidas pela Siemens de modo a estimar a potência elétrica gerada. orém, o valor da potência elétrica mostrado e em segida comparado com o valor fornecido como Dado de Entrada, refere-se à potência total gerada pela trbina a vapor, ma vez qe não jstifica a análise da potência elétrica por seção. Apresenta-se na Figra 5.30 o resltado dos desvios obtidos pela lanilha Excel, para a otência Elétrica de 55 MW.

125 00 Figra 5.9 Distribição dos desvios das potências mecânicas das seções da V Figra 5.30 Resltados dos valores das potências elétricas

126 0 De posse dos resltados obtidos para os demais valores de potências elétricas, montose a abela 5.5. A abela 5.5, apresenta os desvios da potência elétrica e também da potência mecânica para as secções de alta pressão (H, pressão intermediária (I e baixa pressão (L, obtidos pela metodologia modificada, em comparação com os dados das potências elétricas dos vários Heatflow Diagram. abela Desvios dos resltados da metodologia empregada com os resltados do Heatflow Diagram para as otências Mecânica e Elétrica. Desvio % otência Elétrica (MW otência Mecânica H I L otência otal otência Elétrica 55,00-0,0 0,00,84 0,79 0,78 53,40-0,09 0,38,84,4,3 5,80 0,7 0,4 3,07,43,45 50,6 0,0 0,5 4,6,95, ,7 -, 0, -0,9-0,30 36,4 0,,0 3,9,64,63 9,39-0,0 0,73,07,00,00, 0,3 -,00,3 0,80 0,8

127 0 O maior desvio na potência mecânica total gerada é de,95% na carga de 50,6MW. O maior desvio comparando as três trbinas é de 4,6% na baixa pressão, para a mesma carga. A jstificativa é qe a metodologia proposta por Spencer et al. (974, como dita anteriormente, não contempla a extração presente na seção de baixa pressão. orém, mesmo diante deste fato, os resltados foram considerados bons. C Linhas de Expansão As linhas de expansão obtidas pela planilha Excel estão mostradas a segir, nas Figras 5.3 até 5.38, de acordo com a potência elétrica do Heatflow Diagram. Elas foram obtidas através das características do vapor resltantes da aplicação da metodologia e pelos valores informados como "Dados de Entrada". otência Elétrica: 55,000MW Figra 5.3 Linhas de Expansão para as seções da V 55 MW

128 otência Elétrica: 53,400MW 03 Figra 5.3 Linhas de Expansão para as seções da V 53,4 MW

129 otência Elétrica: 5,80MW 04 Figra 5.33 Linhas de Expansão para as seções da V 5,80 MW

130 otência Elétrica: 50,60MW 05 Figra 5.34 Linhas de Expansão para as seções da V 50,6 MW

131 otência Elétrica: 44,73MW 06 Figra 5.35 Linhas de Expansão para as seções da V 44,73 MW

132 otência Elétrica: 36,47MW 07 Figra 5.36 Linhas de Expansão para as seções da V 36,47 MW

133 otência Elétrica: 9,390MW 08 Figra 5.37 Linhas de Expansão para as seções da V 9,39 MW

134 otência Elétrica:,3MW 09 Figra 5.38 Linhas de Expansão para as seções da V,3 MW Diante dos resltados obtidos, observa-se qe as linhas de expansão estiveram qase sobrepostas nas seções de alta pressão e de pressão intermediária. Isto se deve ao menor desvio encontrado entre a metodologia e os valores do Heatflow Diagram, nestas seções. orém na seção de baixa pressão os desvios foram maiores, reflexo da análise feita drante o cálclo da eficiência apresentado no início desta tese.

135 0 Com relação ao amento da entropia observado através das linhas de expansão, este não corresponde a problemas drante a expansão do vapor, pois a entropia de exastão dada pela metodologia é calclada indiretamente pela entalpia do vapor. Desta forma, desvios na entalpia de exastão pela metodologia irão refletir na entropia gerada Aplicação dos Dados da Aneel à Metodologia endo em vista, como dito anteriormente, qe não foi realizado o comissionamento da UE EZR, foi realizado m ensaio (teste de performance, onde foram levantados dados de potência nominal qe seriam garantidas à ANEEL. Assim, nesta etapa foram aplicados estes dados medidos drante o teste de performance realizada pela UE-EZR e entrege à ANEEL, como forma de investigar o comportamento da metodologia e da planilha Excel com dados reais. Este docmento foi empregado por dispor de dados principalmente relativos à vazão de vapor na entrada da seção de alta pressão, na saída do condensador e na extração V3, também chamada de Sangria. A segir, estão descritos os instrmentos adicionais necessários ao balanço de massa e energia, além daqeles instrmentos já existentes na planta, sem os qais inviabiliza os cálclos de desempenho. Vazão de vapor V-0 na entrada da trbina a vapor Vazão de vapor na extração V-3 Vazão de vapor na exastão da trbina de baixa pressão Vazão de vapor na saída do condensador Calorímetro adiabático (determinação do títlo do vapor na extração V3 Em virtde variação das condições do vapor na extração V3, ora vapor úmido ora speraqecido segndo o Heatflow Diagram, de acordo com a potência gerada, faz-se necessário a aqisição de m calorímetro adiabático de modo a permitir o balanço de energia. A medida de vazão de vapor na exastão da trbina de baixa pressão também deve ser realizada, de modo a permitir o balanço de massa no condensador e, conseqentemente o valor da entalpia do vapor. Esta instrmentação está mostrada na Figra Os resltados obtidos estão apresentados a segir:

136 Vazão Vazão Calorímetro Adiabático (títlo vapor V-3 Vazão Vapor Exastão Figra 5.39 Instrmentos adicionais necessários ao balanço de massa e energia

137 A Eficiência Isentrópica para as seções de alta, intermediária e baixa pressões A Figra 5.40, apresenta a distribição dos desvios das eficiências isentrópicas das seções de alta, intermediária e baixa pressões. Observa-se qe o maior desvio relativo, ocorre para a seção de baixa pressão. Esses desvios serão avaliados mais à frente. Figra 5.40 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V

138 B otências Mecânica e Elétrica Geradas 3 A Figra 5.4, apresenta a distribição dos desvios da potência mecânica das seções de alta, intermediária e baixa pressões. Esses desvios serão avaliados mais à frente. Figra 5.4 Distribição dos desvios da potência mecânica nas seções da V

139 A Figra 5.4, apresenta os resltados e os desvios da potência elétrica. 4 Figra 5.4 Resltados e os desvios da potência elétrica De modo a permitir a comparação, os dados de potência mecânica obtidos pela planilha Excel de cada seção foram agrpados e, em segida, mltiplicados pela eficiência do gerador a esta carga. Neste comparativo, as potências elétricas da ANEEL foram obtidas do teste de performance, a partir de ma mescla dos valores lidos e de crvas do fabricante. Conforme pode ser observado, os desvios correspondentes à planilha Excel, em comparação com os valores extraídos do teste de performance da ANEEL, foram peqenos, mesmo diante dos resltados do este de erformance ter sido obtidos mediante crvas, cja incerteza tende a amentar.

140 C Linhas de Expansão 5 A partir dos resltados obtidos drante a determinação das eficiências, as linhas de expansão pderam ser traçadas conforme mostrado a segir. Algns desvios foram identificados, principalmente nas seções de alta e baixa pressão, cja casa destes problemas é de difícil análise. Em princípio, pode ser pelo fato da metodologia ter sido calibrada com dados fornecidos pelo Heatflow Diagram, qe mesmo após ajstes nos programas através de códigos comptacionais não deixa de ser ma simlação. Deste fato, reslta qe após a aplicação de dados reais, os desvios a serem encontrados já sejam maiores. Isto reforça a necessidade de se empregar dados reais, por exemplo, de estes de Comissionamento, onde o fabricante atesta e comprova o comportamento da máqina em operação. Figra 5.43 Linhas de Expansão para as seções da V

141 5.4.3 Aplicação dos Dados para 48,00 MW à Metodologia 6 A Eficiência Isentrópica para as seções de alta, intermediária e baixa pressões A Figra 5.44, apresenta a distribição dos desvios das eficiências isentrópicas das seções de alta, intermediária e baixa pressões. Esses desvios serão avaliados mais à frente. Figra 5.44 Distribição dos desvios das eficiências das seções da V

142 B otências Mecânica e Elétrica Geradas 7 A Figra 5.45, apresenta a distribição dos desvios da potência mecânica das seções de alta, intermediária e baixa pressões. Esses desvios serão avaliados mais à frente. Figra 5.45 Distribição dos desvios da potência mecânica nas seções da V A Figra 5.46, apresentados resltados e os desvios da potência elétrica. Figra 5.46 Resltados da potência elétrica

143 C Linhas de Expansão 8 Figra 5.47 Linhas de Expansão para as seções da V Ao analisarem-se os resltados para o este de erformance com potência de 48 MW, observa-se qe os desvios da eficiência, potências e até mesmo das linhas de expansão foram mito maiores na seção de baixa pressão da trbina a vapor. Entretanto deve-se destacar qe o cenário qando da realização deste teste, não representava a necessidade da UE Ezébio Rocha para aqela condição operacional qanto à geração de energia, por se tratar de ma sina de paridade térmica, mas sim bscava atender, naqele momento, às necessidades de vapor da Refinaria residente Bernardes RBC, com relação à qantidade/pressão de vapor, qe diferenciava consideravelmente das condições de referência tilizadas na planilha Excel (metodologia modificada qe eram os Heat Flow. Assim, os valores de extração na baixa pressão, eram totalmente atípicos da nossa referência (HF, o qe pode ser a casa dos valores maiores dos desvios na seção de baixa pressão, no qe se referem às eficiências, potências e linha de expansão.

144 9 De posse dos resltados obtidos,para as eficiências isentrópicas e potências elétricas de acordo com a Metodologia Modificada, para três sitações estdadas, o seja: - Metodologia Spencer Modificada (planilha X Heat Flow; - lanilha Excel x este de erformance ANEEL (Não Comissionamento; - lanilha Excel x este de erformance UE Cbatão; monto-se a abela 5.6. abela Desvios dos resltados da metodologia modificada com os resltados do Heatflow, este de erformance ANEEL e este de erformance UE Cbatão, para a Eficiência Isentrópica e otência Elétrica. otência Desvio % Elétrica Eficiência Isentrópica otência (MW H I L Elétrica 55,00-0,0 0,00,05 0,78 53,40-0,08 0,33 0,9,3 (ANEEL 5,08 -,64 3,7-4,08-0,33 (este 48,00 -,5 -,3-3,0-8,3 5,80 0, 0,0,56,45 50,6 0,03 0,,4, ,6-0,86 -,49-0,30 36,4 0,5 0,74 -,8,63 9,39-0,06 0,8,76,00, 0,03-0,,3 0,8

145 0 Ao analisar-se a abela 5.6, observa-se qe para as três sitações estdadas os maiores desvios ocorreram na seção de baixa pressão, principalmente em virtde da grande qantidade de parâmetros qe variam simltaneamente. Além disso, as condições do vapor na extração V3 inflenciam fortemente no resltado da eficiência da seção de baixa, o qe não ocorre nas demais seções, além de qe a crva de tendência aplicada para ajste da extração V3, representa m valor médio, ltrapassando em algmas sitações o valor necessário ao ajste. Destaca-se também qe no caso da análise dos Heatflow, para as potências maiores, devido ao comportamento de algns parâmetros do vapor apresentar ma tendência contrária às demais potências, isso pode ser ma provável casa, conforme pode ser observado nos dados do Heatflow Diagram mostrados no Apêndice V. O maior desvio na potência elétrica, no caso da análise dos Heatflow, é de,95% na carga de 50,6MW, e o maior desvio na potência mecânica total gerada comparando as três trbinas é de 4,6% na baixa pressão, para a mesma carga (abela 5.5. Uma das jstificativas é qe a metodologia proposta por Spencer et al. (974 não contempla a extração presente na seção de baixa pressão. orém, mesmo diante deste fato, os resltados foram considerados bons. Ressalta-se qe toda UE, tem sa instrmentação voltada para controle e proteção e assim para a realização de m diagnóstico térmico esta precisa ser ampliada e em algns casos trocada, levando em conta a precisão dos instrmentos existentes. Assim, não consegimos realizar otros testes em diferentes cargas operacionais na UE Ezébio Rocha, de modo a aferir a metodologia, devido à falta de instrmentação apropriada e falta de recrsos para a aqisição dos instrmentos necessários. Observa-se qe no caso da análise do teste de performance da ANEEL os valores dos desvios obtidos foram speriores aos encontrados pela análise do Heatflow, isto se deve ao fato destes terem sido medidos através de instrmentação não calibrada e em algns casos inapropriada. As potências elétricas da ANEEL foram obtidas do teste de performance, a partir de ma mescla dos valores lidos e de crvas do fabricante. Conforme pode ser observado, os desvios correspondentes à planilha Excel, em comparação com os valores extraídos do este de erformance da ANEEL, foram peqenos, mesmo diante dos resltados do este de erformance ter sido obtidos mediante crvas, cja incerteza tende a amentar. Com relação ao teste de performance realizado pela UE EZR, para 48 MW, reitera-se qe para aqela condição operacional, por se tratar de ma sina de paridade térmica, como dito anteriormente, bscava-se atender, naqele momento às necessidades de vapor da Refinaria residente Bernardes RBC, com relação à vazão/pressão do vapor, e não com relação à

146 potência prodzida, o qe diferenciava consideravelmente das condições de referência tilizadas na planilha Excel (metodologia modificada qe eram os Heat Flow Diagram. Assim, os valores de extração na baixa pressão, eram totalmente atípicos da nossa referência (HF, o qe pode ser a casa dos valores maiores dos desvios na seção de baixa pressão, no qe se refere às eficiências e potências, além destes valores terem sido medidos através de instrmentação não calibrada e em algns casos inapropriada. Contdo, jlgo-se qe os desvios são baixos, baseando-se no fato da metodologia ter ma aplicação geral, onde são abordadas máqinas de características mito diferentes. Além disso, neste estdo, os ajstes foram baseados no intito de reprodzir as características do Heatflow Diagram, qe em algns casos, era difícil encontrar algma tendência para todas as cargas. 5.5 Considerações No Apêndice III, é apresentado o Manal de Operação da lanilha Excel. Este manal trata da explicação da fncionalidade da mesma, descrevendo aba por aba. Além disso, direciona o sário para a preparação do teste, com base na norma ASME C 6-996, erformance est Code 6 on Steam rbine e descreve os desvios do desempenho térmico em relação ao estado de referência. São, também, descritas as falhas qe poderão ocorrer a partir da análise térmica. ara ajdar o sário foi colocada ma matriz falha. Destaca-se qe o cálclo da eficiência adiabática de cada seção da trbina a vapor foi feito para a referência (estado termodinâmico dos Heatflow Diagram através do método de Spencer et al. (974. Após o processo de calibração entre os resltados da metodologia e os valores do Heatflow, existirá ainda ma diferença na eficiência adiabática, qe deve ser considerada. A eficiência adiabática do Heatflow Diagram calclada, é a eficiência da trbina a vapor qando nova. Com o fncionamento, tem-se ma degradação natral qe deve ser considerada. O desvio resltante da degradação natral, Δηη DDDD, na trbina a vapor é fnção do tempo de operação, desde a partida inicial da nidade térmica. Este valor pode ser obtido com o fabricante da trbina a vapor o, alternativamente, pela norma ASME C 6, Report 985 "Gidance for Evalation of Measrements Uncertainty in erformance est of Steam rbines", através de gráficos e eqações apropriadas (Apêndice III. A norma relata qe estes cálclos são feitos baseados na experiência prática dos fabricantes de trbinas a vapor e representa a degradação natral média esperada para nidades térmica com bom histórico operacional. Os valores calclados se aplicam para as eficiências adiabáticas nas seções de alta e média pressões, sendo qe para a seção de baixa pressão deve ser empregado metade deste valor.

147 Assim a degradação natral, Δηη DDDD, será dada por: Δηη DDDD,9 log (44,73 763,69 400,0 0,9% (5.0 A planilha Excel desenvolvida, calcla as eficiências adiabáticas tanto pelo método de Spencer et al. (974 qanto pelo balanço de massa e energia. Este último valor é calclado com base nos parâmetros térmicos lidos drante o teste, necessariamente em regime permanente. O cálclo também considera a propagação da incerteza, sendo o valor final da eficiência adiabática m valor médio mais o menos a incerteza. Assim, o desvio do valor médio da eficiência adiabática em relação ao valor de referência, considerando o desgaste natral pela Eqação A.III.48 fica: ΔΔDD eeee ηη HHFFFF ηη tttttttttt (mmédddddd (5. sendo, ΔDD eeee Desvio da eficiência adiabática calclada em relação ao valor da referência η tttttttttt (mmédddddd Valor médio da eficiência adiabática obtido com os parâmetros termodinâmicos lidos no teste, calclados pela planilha desenvolvida. Como o objetivo é avaliar se existe falha interna o ma fncionamento da trbina a vapor, isto é, realizar m diagnóstico, o critério empregado consiste em verificar se o desvio calclado na Eqação 5. está maior qe a incerteza da medida. Logo: ΔΔDD eeee > ΔΔηη IIIIIIIIIIIIIIIIII (5. Neste caso, se a Eqação 5. for verdadeira, pode-se dizer qe algm tipo de falha já está ocorrendo na trbina a vapor, cjas casas e efeitos são disctidos no Apêndice III. Destaca-se qe a planilha desenvolvida leva em consideração primeiro os desvios da metodologia, isto é, a diferença entre a metodologia modificada (planilha e os Heatflow Diagram, depois considera os erros dos instrmentos, a propagação dos erros, e também o erro da degradação (médio natral e o qe srgir depois disso é o erro da degradação (desgaste da trbina a vapor. Assim, o Apêndice III, Manal de Operação da lanilha Excel, além de tratar da explicação da sa fncionalidade, descrevendo aba por aba, torna-se ma ferramenta bastante útil ao operador, para diagnosticar problemas no fncionamento da instalação antes de haver ma qebra, e jnto com otras análises, como por exemplo, análise de vibração, temperatra do óleo e histórico de falhas, preparar a instalação para a parada programada, redzindo csto de mantenção, e dar maior confiabilidade.

148 3 6 CAÍULO 6 CONCLUSÕES, CONRIBUÇÕES E RABALHOS FUUROS Com as informações obtidas, inicio-se a confecção da planilha para o diagnóstico da trbina a vapor em estdo, com a definição do volme de controle a ser estdado, segida da 6. CONCLUSÕES O trabalho tem como originalidade e inovação o desenvolvimento de ma ferramenta para avaliar e diagnosticar o desempenho térmico de trbinas a vapor, operando em Ciclo Combinado com Cogeração, visando obter a condição ótima de operação sob o ponto de vista técnico e econômico, por meio da avaliação da degradação do eqipamento. Esta tecnologia ainda não se encontra disponível para o Ciclo Combinado com Cogeração e é de sma importância para redção de csto e amento da disponibilidade e confiabilidade do sistema. Os principais objetivos foram pesqisar e desenvolver procedimentos, técnicas e metodologias para avaliar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor, através de ma planilha Excel, visando identificar as sas possíveis casas e a redção do csto de mantenção, o amento da confiabilidade e o amento do tempo de vida do eqipamento. Esta metodologia incorporo a avaliação da incerteza de medição. Além disso, o sistema de avaliação do desempenho de trbinas a vapor incli: determinação de erros no flxo de dados adqirido (conciliação dos dados, correção dos resltados dos cálclos para as condições de referência, traçado das linhas de expansão reais e a

149 4 sa comparação gráfica com as linhas de referência para cada seção da trbina, determinação da eficiência isentrópica para cada seção da trbina e a sa comparação com os valores de referência e apresentação gráfica dos resltados. O trabalho foi baseado na metodologia de Spencer et al. (974, para determinar a qeda de desempenho térmico de trbinas a vapor operando em Ciclo Combinado com Cogeração. Foram feitos vários ajstes à metodologia originalmente escolhida como referência, destacando-se qe a mesma não previa o so da Cogeração, o seja, não previa extrações em estágios intermediários da trbina a vapor. Assim, a metodologia foi modificada para contemplar a extração de vapor, e os resltados obtidos considerados satisfatórios. Diante dos resltados apresentados, observa-se qe os maiores desvios dos valores obtidos para a eficiência ocorreram na seção de baixa pressão, com,4% o maior, principalmente em virtde da grande qantidade de parâmetros qe variam simltaneamente e da forte inflência da extração nessa seção, o qe não ocorre nas demais trbinas, de alta e média pressao. Com relação às linhas de expansão obtidas, diante dos resltados apresentados, observase qe estas estiveram qase sobrepostas nas seções de alta pressão e de pressão intermediária. Isto se deve ao menor desvio encontrado entre a metodologia desenvolvida e os valores do Heatflow Diagram, nestas seções. orém na seção de baixa pressão os desvios foram maiores, reflexo da análise feita, anteriormente, drante o cálclo da eficiência. endo em vista, qe não foi realizado o Comissionamento da UE Ezébio Rocha, e realizado m ensaio (este de erformance, onde foram levantados dados de potência nominal qe seriam garantidas à ANEEL, foram também aplicados estes dados, como forma de investigar o comportamento da metodologia e da planilha Excel com dados reais. Este docmento foi empregado por dispor de dados principalmente relativos à vazão de vapor na entrada da seção de alta pressão, na saída do condensador e na extração V3, também chamada de Sangria. Conforme pode ser observado, os desvios correspondentes à planilha Excel, em comparação aos valores extraídos do este de erformance da ANEEL, foram peqenos, mesmo diante dos resltados do este de erformance, terem sido obtidos mediante crvas, cja incerteza tende a amentar. Com relação às linhas de expansão, para esta comparação, algns desvios também foram identificados, principalmente nas seções de alta e baixa pressão, provavelmente pelo fato da

150 5 metodologia ter sido calibrada com dados fornecidos pelo Heatflow Diagram, qe mesmo após ajstes nos programas através de códigos comptacionais não deixa de ser ma simlação. A pesqisa realizada ao longo deste trabalho permiti verificar qe não há mitos avanços apresentados na literatra aberta, principalmente no qe diz respeito à metodologia de obtenção do desempenho térmico de trbina a vapor desenvolvido por Spencer et al. (974. Foi verificado qe apenas ma empresa declara o emprego desta metodologia, além do software Gatecycle qe emprega parte desta metodologia. Finalmente, pode-se dizer qe o trabalho, atingi os objetivos propostos, o seja, o desenvolvimento de ma metodologia, dos procedimentos e de ma ferramenta para atomatizar o estdo do desempenho e diagnóstico térmico de sinas termelétricas, conforme resltados obtidos na UE Ezébio Rocha. 6. CONRIBUIÇÕES DA ESE Entre os grandes desafios encontrados para consolidar este trabalho foi o de estabelecer qal a melhor forma de aplicar a tecnologia de cálclo de qeda de desempenho térmico de trbina a vapor em Ciclo Combinado com Cogeração. Uma contribição significativa foi o desenvolvimento da planilha em Excel qe permite determinar o desempenho térmico (eficiência adiabática, potência, linha de expansão, vapor de selagem e etc. com a avaliação da incerteza de medição e classificar o desvio de desempenho em relação à referência, qe no caso foi assmida as condições do Heatflow Diagram de projeto da trbina a vapor. As pesqisas realizadas também permitiram desenvolver m sofisticado sistema de avaliação da incerteza de medição, qe possibilita obter resltados mais precisos de desempenho e diagnóstico. ode-se dizer qe a metodologia, a avaliação da incerteza de medição e os procedimentos desenvolvidos neste trabalho podem ser aplicados a otros estdos de caso, com as devidas adaptações. A planilha desenvolvida, também, permite acompanhar, ao longo do tempo operacional da trbina a vapor, o histórico de se desempenho e diagnóstico, além da avaliação do desempenho antes e após mantenção.

151 6.3 FUUROS RABALHOS 6 Há necessidade de avançar ainda mais a pesqisa iniciada neste trabalho, principalmente, no qe tange às crvas de correção da temperatra, pressão, características de sangria da trbina de baixa, etc. Estas crvas podem ser obtidas com o fabricante da trbina a vapor. A introdção destas crvas na planilha possibilitará o cálclo para diferentes condições operacionais sem a necessidade de levar a trbina a vapor nas condições de referência estabelecidas neste momento. ara melhorar o resltado apresentado com a aplicação da metodologia, deve-se: - Amentar o número de simlações térmicas para diferentes condições operacionais (Heatflow Diagram, de modo a melhorar os modelos criados visando à redção dos desvios e minimizando sa inflência nos resltados. - Realizar testes em diferentes cargas operacionais, de modo a aferir a metodologia. 3- Desenvolver m sistema de diagnóstico, associado à tilização de técnicas de inteligência artificial, considerando as qedas de desempenho através da medida de parâmetros mecânicos e qímicos, tais como vibração, pressão de óleo dos mancais, análise qímica e física dos óleos lbrificantes, etc. 4- Desenvolver ma metodologia de cálclo especificamente para a trbina de baixa pressão com extração variável, através de programas de simlação térmica.

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155 7 AÊNDICE I CÁLCULO DAS EFICIÊNCIAS DAS SEÇÕES DE ALA, MÉDIA E BAIXA RESSÃO DA URBINA A VAOR E DAS INCEREZAS DAS MEDIÇÕES REALIZADAS 30 Incertezas dos principais parâmetros para o cálclo da eficiência da trbina Foram determinadas as variações de algns dos principais parâmetros para o cálclo da eficiência em trbinas. Estas serão explicitadas a segir. As eqações com nmeração A.I., A.I., e etc., são as eqações primárias qe já estão presentes. As eqações com nmeração E., E., e etc., são eqações qe se referem às incertezas propriamente ditas. Os cálclos das incertezas foram realizados de acordo com Albertazzi, A. et al ara todas as eqações a segir, significa a incerteza da grandeza qe está sendo calclada.. emperatra de saída. s sat D (A.I. Sendo: s temperatra de saída. sat temperatra de satração do vapor da extração. D temperatra terminal (erminal emperatre Difference A incerteza combinada (temperatras de satração e terminal para a eqação A.I., sendo a incerteza da grandeza qe está sendo calclada: s s sat sat D D (E.. emperatra do condensado qe sai do dreno do aqecedor. d e DCA Sendo: d temperatra do condensado qe sai do dreno do aqecedor. e temperatra da ága de alimentação qe entra no aqecedor. (A.I.

156 A incerteza combinada (temperatra do condensado qe sai do dreno do aqecedor e da ága de alimentação qe entra no aqecedor para a eqação A.I.: 3 d d e e DCA DCA (E. 3. Correção da eficiência para a vazão volmétrica. ηm 87,00 η 87,00 (A.I.3 Sendo: η N m cp ϑc (A.I.4 m cp vazão do vapor de controle de projeto (lb/h; ϑ c volme específico do vapor de controle (ft³/lb; N número de seções de flxo paralelo. ( η m 87,00 η (A.I.5 Simplificando: ηm η m ( η 87,00 η (E.3 4. Fator de correção da eficiência para a vazão volmétrica (87%. η m cp ϑc N (A.I.6 η N m ϑ cp c (A.I.7 η N m m ϑ cp cp c (A.I.8 η N ϑ m ϑ c cp c (A.I.9

157 ( ( ( ( η N N m N ϑ m cp ϑ c m cp ϑ c cp m cp ϑ c c Simplificando: ( η ( N ( m ( ϑ η N m cp cp ϑ c c (E.4 5. Correção da eficiência para estágio de reglação. η η η η DM m η DM m (A.I. η m ( η (A.I.0 Simplificando: η η DM DM ( η ηm η (E.5 6. Correção da eficiência para a razão de pressão na vazão de projeto. η A η DM η η 3 ( DM (A.I. η A ηdm η 3 (A.I.3 Simplificando: η η A A η DM ( η η 3 3 (E.6 7. Correção da eficiência para o estágio de reglação a carga parcial. η EG η A η 4 η A (A.I.4

158 ( 33 ηeg ηa η 4 (A.I.5 Simplificando: η η EG EG η A ( η η 4 4 (E.0 8. Correção da eficiência para a vazão volmétrica (9,9%. ηm 9,93 η 9,93 (A.I.6 ( η m 9,93 η (A.I.7 Simplificando: ηm η m ( η 9,93 η (E.8 9. Fator de correção da eficiência para a vazão volmétrica. η m RE ϑvi N (A.I.8 η N m ϑ RE VI (A.I.9 η.70. N 000 m ϑ RE m RE VI η N ϑ ϑ VI m RE VI (A.I.0 (A.I N N ( ( ( ( η N m ϑ m RE ϑ VI Simplificando; m RE ϑ VI RE m RE ϑ VI VI

159 34 ( η ( N ( m ( ϑ η N m RE RE ϑ VI VI (E.9 0. Correção da eficiência para as condições iniciais de temperatra e pressão. η CI η m η η ( m (A.I. ηci ηm η (A.I.3 Simplificando: η η CI CI ( η ηm η (E.0. Cálclo da entalpia para o ponto final da linha de expansão o ELE (Expansion Line End oint. ELE,5 H m ηci 00 ( H m H xs (A.I.4 ELE H m η 00,5 CI (A.I.5 ELE H xs,5 (A.I.6 ELE η CI H 00,5 m (A.I.7 ELE η,5 CI m xs CI ( ( ( ( H m H H η Simplificando: ELE ELE,5,5 ( H ( H ( η H m m H xs xs η CI CI (E.

160 . Cálclo do títlo e da porcentagem de midade presente no vapor dentro do condensador para ma pressão de,5 pol Hg abs. 35 χ h χ ELE h χ vapor,5 h h liqido líqido ELE,5 h vapor h líqido ( ELE,5 hliqido.( hvapor hlíqido ( ELE,5 hliqido ( hvapor hlíqido ( h h. líqido χ h vapor líqido (.( hvapor hlíqido ( ELE,5 hliqido.( ( h h líqido χ h líqido χ h vapor líqido ( hvapor hlíqido ( ELE,5 hliqido ( h h vapor líqido χ h líqido ELE,5 ( h h vapor h vapor líqido ( ELE,5 hliqido.( hvapor hlíqido ( ELE,5 hliqido ( hvapor hlíqido ( h h. vapor χ h vapor líqido ( 0.( hvapor hlíqido ( ELE,5 hliqido.( ( h h vapor χ h vapor vapor ( ELE,5 hliqido ( h h vapor líqido líqido (A.I.8 (A.I.9 (A.I.30 χ h vapor ELE,5 ( h h vapor h líqido liqido (A.I.3 ( ( ELE χ ELE ( h ( h,5 vapor liqido,5,5 líqido vapor h ( vapor hlíqido hvapor hlíqido ( hvapor hlíqido Simplificando: h h ELE ( χ ( ELE ( h ( líqido hvapor χ (E. ELE,5,5 h líqido h vapor

161 3. Cálclo da mdança do ELE,5 para a pressão absolta de exastão no condensador. 36 ELE ELE ( 0,87 ( 0,0 Y ( 0, Y (A.I.3 com: ELE ELE 0 0,87 ( 0,0 Y ( 0,0065 Y ELE ELE ( ( ( Desenvolvendo o termo 0 0,87 0,0 Y 0,0065 Y ELE ELE ( 0,87 ELE ( 0,005655Y ELE ( 0,0087 Y ( 0, Y ELE 0 ELE0 0 Y Y ( ELE ( 0, ELE ( 0,0087 ( 0,0003 ELE 0 ELE0 0 Y Y ( 0, ELE ( 0,0087 ( 0,0003 [( ELE ( 0, ELE ( 0,0087 ( 0,0003Y ( Y ] 0 [( 0,87 ( 0,0Y ( 0,0065 Y ( ELE ] 0 0 (A.I.33 fica-se (A.I.34 Simplificando: ( ELE ( Y ( ELE ELE Y ELE 0 0 (E.3 4. ressão de exastão do condensador ELEressão de Exastão do Condensador ELE, 5 ELE ELE ELE ELE ressão de Exastão do Condensador ELE,5 ressão de Exastão do Condensador ELE ( ( ELE ( ELE ressão de Exastão do Condensador,5 (A.I.35 (A.I.36 (A.I.37

162 Simplificando: 37 ELE ELE ressão ressão de Exastão do Condensadr de Exastão do Condensadr ( ELE ( ELE ELE,5,5 ELE (E.4 5. Cálclo do títlo e da porcentagem de midade presente no vapor de exastão da trbina para o condensador, para a pressão medida drante o teste (pressão absolta em polegadas de mercúrio. χ ELE ressão de Exastão no Condensador h vapor h líqido h liqido, sendo: ELE ressão de Exastão no Condensador ELE EC (A.I.38 χ h ELE χ h vapor h líqido ressão de Exastão no Condensador ( ELEEC hliqido.( hvapor hlíqido ( ELEEC hliqido ( hvapor hlíqido ( h h. líqido vapor líqido (A.I.39 χ h (.( hvapor hlíqido ( ELEEC hliqido.( ( h h líqido χ h líqido vapor líqido ( hvapor hlíqido ( ELEEC hliqido ( h h vapor líqido χ h χ h líqido ELE ( h h vapor EC h líqido ( ELEEC hliqido.( hvapor hlíqido ( ELEEC hliqido ( hvapor hlíqido ( h h vapor. vapor vapor líqido (A.I.40 χ h ( 0.( hvapor hlíqido ( ELEEC hliqido.( ( h h vapor vapor líqido χ h vapor ELE ( h h vapor EC h líqido liqido (A.I.4

163 38 χ h vapor h h liqido ELE EC líqido ( h h vapor líqido ( ELE EC ( h vapor ELE vapor h EC vapor líqido ( h h ( h líqido Simplificando: χ χ ( ELE ( h ( líqido hvapor ELE EC EC h líqido h vapor (E.5 6. Cálclo da Velocidade Anlar na saída do vapor após o último estágio da seção de baixa pressão. V an V m V m an cond an υ υ A cond ( 0,0Y an N ( 0,0 Y υ 3600 A m cond an N ( 0,0Y 3600A an N (A.I.4 (A.I.43 (A.I.44 V Y V A an an an V N an 0,0 m A m cond an υ N ( 0,0Y. υ 3600 A N cond m cond 3600 A an ( 0,0Y. an N υ (A.I.45 (A.I.46 (A.I.47 V an ( 0,0Y υ 3600 Aan N 6, 78 0 m Aan N m cond 3600 Aan N ( m cond ( 0,0Y ( 0,0Y m cond ( υ 3600 Aan N υ m cond ( ( 0,0Y. υ Y 3600 Aan N. υ ( N cond ( A an

164 Simplificando: 39 V V an an m ( m ( υ ( Y ( A ( N cond cond υ Y A an an N (E.6 7. A área anlar da seção de exastão da trbina de baixa pressão A an π 4 ( D D ext int (A.I.48 A D D an ext A an int. ext π D. int π D (A.I.49 (A.I.50 A an π. D ( ( int D π. Dext ext D int Simplificando: A A an an D ( D ( D ext ext D int int (E.7 8. Cálclo do UEE (Used Energy End oint o Entalpia para a energia tilizada no ponto final da linha de expansão. UEE ELE r essão do Condensador EL ( 0,0Y 0,87 ( 0,0065Y (A.I.5 Desenvolvendo a eqação para melhor visalização, tem-se: (,05Y. EL ( 0, Y EL UEE ELE essão EL. r do Condensador 0 UEE ELE ressão do Condensador (A.I.5 UEE Y EL ( 0,05Y ( 0, (A.I.53

165 40 ( 0,0003.,05 0 Y EL EL Y UEE (A.I.54 ( ( ( ( r r Y Y UEE EL EL UEE ELE ELE UEE UEE densador essãodocon densador essãodocon Simplificando: ( ( ( ( r r Y Y EL EL ELE ELE UEE UEE essãodocondensador essãodocondensador (E.8 9. Eqação de Martin para o cálclo da vazão do vapor de selagem ln 5 ln 5 ϑ π ϑ n f D K n A K m eixo vs (A.I.55 ln 5 ϑ π n f D K m eixo vs (A.I.56 eixo vs ln n f K 5 D m ϑ π (A.I.57 eixo vs ln n D K 5 f m ϑ π (A.I.58

166 4 / ln 5 n f D K m eixo vs ϑ π / / / ln ln.... ln 5 n n n f D K m eixo vs ϑ π / /. ln. ln. ln 5 n n n f D K m eixo vs ϑ π (A.I.59 3 ln ln. ln. ln. ln. 5 n n n n n f D K m eixo vs π ln.. ln. ln. ln. 5 n n n n f D K m eixo vs π (A.I.60 3 ln. 5 n f D K n m eixo vs ϑ π (A.I.6

167 4 5 ϑ ϑ π ϑ f D K m eixo vs (A.I.6 ( ( ( ( ( ( ( ( υ υ m n n m m m f f m D D m K K m m vs vs vs vs vs eixo eixo vs vs vs Simplificando: ( ( ( ( ( ( ( ( υ υ n n f f D D K K m m eixo eixo vs vs (E.9 0. Área de escoamento nos selos. f D A eixo π π f D A eixo (A.I.63 π D eixo f A (A.I.64 ( ( ( f f A D D A A eixo eixo Simplificando: ( ( ( f f D D A A eixo eixo (E.0

168 Cálclo das eficiências das seções de alta, média e baixa pressão da trbina a vapor e de sas incertezas Os gráficos e eqações a segir correspondem ao procedimento de cálclo das eficiências das seções de alta, média e baixa pressão realizados por Spencer et al. (974 e sas respectivas incertezas. Os gráficos de correção são específicos aos tipos de máqinas citados em sas legendas o ainda apresentam crvas para todos os tipos de máqinas. 43 A Figra A.I. representa ma seção sem reaqecimento do tipo com condensação, com estágios de reglação onde a variação em porcentagem da eficiência da seção será determinada para a vazão mássica do vapor determinada no projeto da trbina. Esta variação da eficiência da seção em fnção da vazão mássica de vapor de projeto pode variar entre -,5% a 0,47% sobre a eficiência inicial calclada para a seção. A faixa de pressão, o a razão entre a pressão na saída do estágio pela pressão na entrada da válvla parcializadora se estende de 0,5 até 0,83; mas, para ma razão de pressão de 0,65 nenhma variação na eficiência da seção é identificada. A crva de correção (o variação da eficiência é válida apenas para vazões mássicas de vapor maiores o igais a (pé³/h (0,8 m³/s (pé³/h (pé³/h Acima de (pé³/h Mdança na Eficiência (% ,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 ressão na Saída do Estágio / ressão da Válvla arcializadora Figra A.I. Correção da eficiência para ma trbina de condensação sem reaqecimento, com dois estágios de reglação (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por:

169 44 ϑ η Q x B x A % I 0 i i i I 0 i i i (A.I.65 Sendo: A0 0 B0 0 A -, B ,50 A -, B ,70 A3 9,46485 B ,4 t 0,65 x ϑ Q x ( A A A. 0, ,65. % 3 η (A.I.66 ( 0,65 58,3946 0,65 45,0779,665 % η (A.I.67 ( 3. 0, ,65. % A A A η (A.I.68 ( 0,65 58,3946 0,65 45,0779,665 % η (A.I.69 ( 3 % υ υ η Q B Q B (A.I.70 ( υ υ η Q Q 7540,7 % (A.I.70a ( υ υ η 3 % Q B B Q (A.I.7 ( Q ,7 Q % υ υ η (A.I.7

170 45 ( ( ( ( ( ( ( ( ( , , 0,65 58,3946 0,65 45,0779,665 0,65 58,3946 0,65 45,0779,665 % υ υ υ υ η Q Q Q Q Simplificando: ( ( ( ( ( % % υ υ η η Q Q (E. A Figra A.I. representa a mdança (o variação na eficiência calclada para a razão de pressão. A faixa aplicável da razão de pressão da Figra A.I. varia entre 0, a, sendo qe a variação sobre a eficiência varia entre -9,5% a 0% sobre a eficiência calclada. Figra A.I. Correção da eficiência para ma trbina de condensação sem reaqecimento, com dois estágios de reglação, correção para a vazão de projeto e a razão de pressão do estágio de reglação (SENCER et al , 0,4 0,6 0,8 Razão da vazão de vapor de controle antes das válvlas parcializadoras Mdança na Eficiência (%

171 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: 46 % η Sendo: I i 0 i A i x A0 0 A4-485,99735 A, A5-674,45 A - 4, A6-34,6474 log FR x 0 A3-64,306 ( (A.I.73 (% η FR FR. Ln ( 0 A 5A 3 A ( ( ( ( ( log0 FR 3A3 log0 FR 4A4 log0 FR 4 5 ( log ( FR 6A ( log ( FR (A.I.74 (% η 5,8074 log0( FR 40,3333 ( log0( FR 69,56 ( log0( FR 4 5 FR FR 5,0975 ( log ( FR 3, 775 ( log ( FR Simplificando: ( FR (% η 5,8074 log0 ( FR 40,3333( log0( FR 69,56 ( log0( FR 4 5 η FR 5,0975 ( log ( FR 3, 775 ( log ( FR ( FR (E. A Figra A.I.3 representa a correção da eficiência calclada para a razão de pressão do estágio de reglação calclada drante o teste de desempenho da trbina. A razão de vazão calclada no teste pode variar entre 0, a,0. 4 Mdança na Eficiência (% ,,3,4,5,6,7,8,9-3 0, 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão da Vazão de Controle Figra A.I.3 Correção da eficiência para ma trbina de condensação sem reaqecimento, com estágios de reglação, correção para a razão de pressão do estágio de reglação (SENCER et al. 974.

172 47 A crva a ser sada no cálclo da variação da eficiência é escolhida a partir da razão de pressão do estágio de reglação (o seja, a pressão do estágio de reglação pela pressão na saída deste estágio, a qal pode variar entre, a,0. ara ma razão de vazão de,0 não existe correção o variação na eficiência da seção. A maior correção da eficiência para ma razão de pressão do estágio de reglação com valor de, é de 3,6% sobre a eficiência calclada para a seção; enqanto qe para m valor de,0 é de,0% sobre a eficiência calclada. A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por η J 0 j I 0 i j i ji x x A % (A.I.75 Sendo: A0 A0 A03 0 A - 3,40463 A0-4,8997 A3-0,799 A 63,995 A30-7,6358 A - 75,58 A3 308,37 A3 37,08409 A3 594,36987 A0-0,7368 A33-69,8904 A - 3,40463 x FR t 0,65 x ( J j i j I i ji X i X A FR 0... % η (A.I.76 ( η ,65 FR 809,67 0,65 FR 88,74 0,65 308,3 0,65 FR 306,54 0,65 FR 53,545 0,65 3,404 0,65 FR,5 0,65 FR 5,036 0,65 63,995 FR % (A.I.77 ( J j j i I i ji X j X A 0... % η (A.I.78

173 48 ( ,65 809,67 0,65 783, 0,65 94,37 0,65 5,8977 0,65 04,36 0,65 53,545 0,65 46,8083 0,65,476 37,084 37,84 % FR FR FR FR FR FR FR η (A.I.79 ( J j j i I i ji X j X A 0... % η (A.I.80 ( η ,65 FR 809,67 0,65 FR 783, 0,65 FR 94,37 0,65 5,8977 0,65 FR 04,36 0,65 FR 53,545 0,65 FR 46,8083 0,65,476 FR 37,084 37,84 % A.I.(8 ( ( ( ( ( ( ( % % % % FR FR η η η η Simplificando: ( ( ( ( % % FR FR η η (E.3 A Figra A.I.4 mostra a variação da eficiência em torno de,% a 0,4% sobre a eficiência calclada. Figra A.I.4 Correção da eficiência para ma trbina de condensação sem reaqecimento, com estágios de reglação, correção para a média de loops da válvla parcializadora. (SENCER et al ,0 -,5 -,0-0,5 0,0 0,5,0 0,0 0, 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9,0 Razão da Vazão de Controle (FR Mdança na Eficiência (%

174 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: % η I i 0 A i x i 49 (A.I.8 Sendo: A0 -,77 A - 3,389 A 3,475 A3,445 x FR (% η (% η FR (% η (% η FR I i A. i. X i i ( FR ( 3,475 6, 778 FR 4,335 FR ( FR (A.I.83 Simplificando: (% η ( FR % η FR (E.4 A Figra A.I.5 mostra qe a razão de pressão é definida como a pressão de exastão sobre a pressão de vapor na válvla parcializadora. Sendo qe a sa faixa de aplicação varia entre 0, a 0,5. 4 Mdança na Eficiência (% (pé³/h (pé³/h (pé³/h (pé³/h (pé³/h - 0,05 0,0 0,5 0,0 0,5 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 ressão de Exastão de rojeto (psia / ressão da Válvla arcializadora Nominal (psia Figra A.I.5 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, correção para a razão de pressão na vazão de projeto (SENCER et al. 974.

175 50 A variação da eficiência sobre a eficiência calclada é determinada a partir da crva da vazão de vapor medido drante o teste. Caso a vazão medida seja diferente das disponíveis na Figra A.I.5, ma interpolação poderá ser tilizada. A crva com maior variação da eficiência chega a ser,67% maior do qe a calclada, o até,% menor do qe a calclada. A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: Sendo: % η J I j 0 i 0 A ji x i x j A 00,5 A 0-0,5009 A 0-63,0 A,83 xd x x ln( Qϑ t (A.I.84 (% η (% η xd (% η xd (% η J I j 0 i t J A A ji x j j i i x i [,83ln( Q υ 63,0] I j 0 i ji x j j i i x i xd (A.I.85 (A.I.86 (A.I.87 [ 63,0,83 ln( Q υ ] xd xd t t (A.I.88 (% η Q J I j i 0 A ji x j i j x Q (A.I.89 (% η Q (%,83 Q t xd 0,5009 J I η j i A ji x j x υ j i 0 υ (A.I.90 (A.I.9 (% η υ,83 υ t xd 0,5009 (A.I.9

176 5 (% η t [,83 ln( Q υ 63,0 ] ( 63,0,83 ln( Q υ,83 Q t xd 0,5009 xd t [ ] (,83 υ t ( xd Q 0,5009 ( υ xd xd t Simplificando: (% η ( ( ( Q ( υ % η xd xd t t Q υ (E.5 A Figra A.I.6 representa a variação de pressão sobre a eficiência calclada a partir do diâmetro primitivo do º estágio da trbina. A faixa de aplicação desta crva de variação da eficiência se aplica para m diâmetro primitivo variando entre 30 a 46 polegadas (76 mm a 68 mm. Sobre esta faixa, a eficiência calclada pode variar entre 0,9% a 0,9% com 0% de variação para m diâmetro primitivo de 38 polegadas (965 mm. Esta crva é válida apenas para a seção (o estágio de alta pressão com ma rotação de 3600 rpm.,00 Mdança na Eficiência (% 0,50 0,00-0,50 -, Diâmetro Médio (polegadas Figra A.I.6 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, correção da eficiência para o diâmetro médio do estágio de reglação em polegadas (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por:

177 5 % η I i 0 A i x i (A.I.93 Sendo: A0 4,37 A - 0,5 x Diâmetro Médio em olegadas (% η (% η (% η 5 DM x i 0 ( DM 0, ( DM I A i x i i (A.I.93a Simplificando: (% η ( DM % η DM (E.6 A Figra A.I.7 é mito semelhante à Figra A.I.6, sendo qe a diferença está em qe para a Figra A.I.7, a correção da eficiência é para a carga parcial, enqanto qe a Figra A.I.6 é válida para a carga nominal. 4 3 Mdança na Eficiência (% DM 46 polegadas DM 4 polegadas DM 34 polegadas DM 30 polegadas , 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão da Vazão de Controle (FR Figra A.I.7 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, correção da eficiência para o diâmetro médio do estágio de reglação em polegadas e a trbina operando em carga parcial (SENCER et al. 974.

178 53 A variação na eficiência calclada para as cargas parciais, pode variar entre 3,7% até 3,7% sobre a eficiência calclada. A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (A.I.94 Sendo: A00 -,8085 A0 0, A0,8085 A - 0, x FR x Diâmetro Médio em olegadas (% η FR j 0 i (% η FR (% η J I A ji i x i x j,8085 0, DM J Dmp j (% η DM A ji x i 0, j x j ( FR (A.I.95 (A.I.96 (A.I.97 (A.I.98 (% η [(,384 0, DM ( FR ] [( 0, ( FR ( DM ] Simplificando: (% η ( FR ( DM % η FR DM (E.7 A Figra A.I.8 mostra a razão de vazão de controle (o a vazão de vapor proveniente das válvlas parcializadoras qe varia nma faixa entre 0, a,0. A crva a ser tilizada é selecionada a partir da razão de pressão (pressão de entrada na seção / pressão de saída na seção, a qal varia entre a 6. Com ma razão de vazão de controle igal a, não existe qalqer correção o mdança na eficiência. ara ma razão de vazão de controle igal a 0,, a faixa de correção o mdança na eficiência varia de -,% para ma razão de pressão de 6 para até -37,% para ma razão de pressão igal a.

179 Mdança na Eficiência (% , 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão da Vazão de Controle (FR Figra A.I.8 Correção da eficiência para ma trbina em carga parcial, seção de alta pressão, rpm, estágio de reglação, pela razão da vazão de controle (FR (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (A.I.99 Sendo: A 00-60,75 A 0 7,50 A 0 66,85 A - 0,0 A 0 9,75 A - 0,55 A 03-35,85 A 3 3,045 x FR x t ln xd (% η FR (% η J I A FR j 0 i ji x j i i x t 66,85 59,5 FR 07,55FR 0,0ln t t,05fr ln 9,35 FR ln xd xd xd (A.I.00 (A.I.0

180 (% η t J I j i 0 A ji i j x j x (% η 3 ( 7,5 0,0FR 0,55FR 3,045FR t (% η xd t J I j i 0 A ji i j x j x (% η 3 ( 7,5 0,0FR 0,55FR 3,045FR xd xd t xd 55 (A.I.0 (A.I.03 (A.I.04 (A.I.05 (% η t 66,85 59,5 FR 07,55 FR 0,0 ln t t,05 ln 9,35 ln FR FR xd xd t ( FR 3 ( 7,5 0,0 FR 0,55 FR 3,045 FR ( xd 3 ( 7,5 0,0 FR 0,55 FR 3,045 FR ( xd t xd Simplificando: (% η ( FR ( ( % η FR t t xd xd (E.8 A Figra A.I.9 mostra a variação da eficiência a partir da razão de pressão de exastão na vazão de projeto / pressão da válvla parcializadora nominal. A faixa de valores para a razão de pressão varia de 0,5 a 0,5. A crva a ser tilizada é selecionada a partir da vazão mássica de vapor de projeto da trbina para a seção em estdo, o qal varia entre (pé³/h (,57 m³/s a (pé³/h (7,87 m³/s. ara ma razão de pressão igal a 0,77 não existe qalqer variação na eficiência. A variação máxima positiva na eficiência para ma razão de pressão de 0,5, para a crva de (pé3/h é igal a,4%; enqanto qe a variação máxima negativa na eficiência para ma razão de pressão de 0,5 pode chegar a -7,%.

181 Mdança na Eficiência (% (pé³/h (pé³/h (pé³/h (pé³/h (pé³/h -5 0, 0,5 0, 0,5 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 ressão de exastão na Vazão de rojeto (psia / ressão da Válvla arcializadora Nominal (psia Figra A.I.9 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágios de reglação, correção da eficiência para razão de pressão na vazão de controle (FR de projeto (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: Sendo: % η J I j 0 i 0 A ji x i x A 00 5,665 A 0 -,338 A 0-45,0 A 7,53 xd x x ln( Qϑ t j (A.I.06 (% η xd (% η J I j 0 i A ji x i j i x t (A.I.07 [ 7,53ln( Q υ 45,0 ] xd t (A.I.08 (% η Q (% η A t (% η J t I j i 0 A ji J I j 0 i xd t ji x i j i x xd t [ 45,0 7,53ln( Q υ ] i j x j x Q (A.I.09 (A.I.0 (A.I.

182 57 (,338 7,53 % t xd Q Q η (A.I. ( υ υ η % 0 J j I i j i ji x j x A (A.I.3 (,338 7,53 % t xd υ υ η (A.I.4 ( ( [ ] ( ( [ ] ( ( (,338 7,53,338 7,53 ln 7,53 45,0 45,0 ln 7,53 % υ υ υ υ η Q Q Q Q t xd t xd t t xd xd t Simplificando: ( ( ( ( ( % % υ υ η η Q Q t t xd xd (E.9 A Figra A.I.0 mostra ma razão da vazão mássica do vapor de controle qe pode variar entre 0, a,0. ara selecionar a crva adeqada para o estdo da eficiência da seção deve-se sar a razão de pressão. Esta razão de pressão é definida como a razão de pressão do vapor de controle pela pressão de exastão na vazão de projeto. Esta razão pode variar entre a 6. Não existe variação na eficiência com ma razão de vazão igal a. Figra A.I.0 Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, estágios de reglação, correção da eficiência para razão de pressão na vazão de controle (FR de projeto e a trbina operando a carga parcial (SENCER et al , 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão da Vazão de Controle (FR Mdança na Eficiência (%

183 A variação máxima na eficiência para ma razão de pressão igal a 6 é 4% enqanto qe para ma razão de pressão igal a a variação na eficiência é 7,7%. 58 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: Sendo: % η J I j 0 i 0 A A 00 A0 A0 A30 0 A 4, A 0 4, A -,47597 A 0-89,3947 A 3-4,08333 A 03 9, A 3-0,450 A - 6,836 A 3-0, A 5, A 33 0, A 3 8, x FR t x ji x i x j xd (A.I.5 (% η (% η FR (% η FR j 0 i t J J I A ji x i i x j [( FR 7,3( FR ] { 4, ,78 } t xd t xd t I j i 0 A xd ji 3 [ 0,450 0,37607( FR,7973( FR ] [ 4,04796,94504( FR,055( FR ] [ 3,8 5,0988( FR 6,485( FR ] i j x j x xd (A.I.6 (A.I.7 (A.I.8 (% η t ( FR 3 xd ( FR ( FR xd xd t t [ 0, ,5574( FR,7973( FR ] [ 8,0959,94504( FR 8,03667 ( FR ] [ 6,8 5,5994( FR 8,8839( FR ] (A.I.9

184 (% η A xd (% η xd J I j i 0 ji ( FR 4 xd ( FR 3 xd ( FR xd x j x i 3 t t t j t xd [ 0, ,5574( FR,7973( FR ] [ 8,0959,94504( FR 8,03667 ( FR ] [ 6,8 5,5994( FR 8,8839( FR ] 59 (A.I.0 (A.I. (% η (% η FR ( FR (% η t ( t (% η xd ( xd Simplificando: (% η ( FR ( t % η FR ( t ( xd xd (E.30 Na Figra A.I. a crva a ser tilizada é selecionada pelo número de válvlas da trbina (válvla de controle, o seja, entre 4 e 8 válvlas. ara ma trbina a vapor com 8 válvlas de controle a eficiência da seção varia de,3% a 0,3%. Esta variação é então corrigida pela mltiplicação da razão entre: a pressão de exastão da seção na vazão mássica de vapor de projeto pela pressão da válvla de controle drante o teste; dividido por 0,6. Isto porqe as crvas foram geradas para ma razão de pressão de 0,6. 0 Mdança na Eficiência (% -0,5 - -,5 - -,5 8 Válvlas 6 Válvlas 4 Válvlas -3-3,5 0 0, 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Razão da Vazão de Controle (FR Figra A.I. Correção da eficiência para a seção de alta pressão, rpm, o estágios de reglação, correção da eficiência para razão de pressão na vazão de controle (FR e a média dos loops das válvlas parcializadoras (SENCER et al. 974.

185 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: xd % η 0,6t J I j 0 i 0 A ji x i x j 60 (A.I. Sendo: A 00-5,4 A 0 0,45 A 0 4,395 A - 0,3665 x FR x Número de Válvlas (% η J I xd A FR 0,6 t j 0 i (% η FR (% η ji x i i x j 4,395 0,3665 ( Número de Válvlas J I xd A FR 0,6 t j i (% η Número de ji x i i x j 0,45 0,3665 FR Válvlas (A.I.3 (A.I.4 (A.I.5 (A.I.6 (% η [( 4,395 0,3665 Número de Válvlas ( FR ] [( 0,45 0,3665 FR ( Número de Válvlas ] Simplificando: (% η ( FR ( Número de Válvlas % η FR Número de Válvlas (E.3 A Figra A.I. determina a eficiência interna para ma seção com pressão intermediária. Estas crvas podem ser sadas a partir de ma vazão volmétrica entre 0,3 a,0 06 (pé³/h/n. ara selecionar a crva basta dividir a pressão de entrada da seção pela pressão do vapor de saída da seção.

186 6 4 3 Variação na Eficiência Interna % H 50 Bt/lb H 300 Bt/lb H 350 Bt/lb H 400 Bt/lb H 450 Bt/lb H 500 Bt/lb H 550 Bt/lb H 600 Bt/lb H 650 Bt/lb H 700 Bt/lb H 750 Bt/lb -9,75,5,5,75 3 3,5 3,5 Razão de ressão na Entrada da rbina Figra A.I. Correção da eficiência para a trbina da seção de pressão intermediária, sem estágio de reglação, rpm (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: Sendo: A 90,799 0,7474 ln B η A Qϑ b xd 0,5454 0,3 b ln 0,3 xd (A.I.7 B ln b xd ,8 b ln 0,8 xd ( η b a b b ln xd a 3 b 0,3 xd 0,3 xd b Q υ b b ln xd b 3 b 0,8 xd 0,8 xd (A.I.8

187 6 ( υ η Q 0,8 ln 0, , ,3 ln 0,3 0,5454 0,3 0,7474 xd b xd xd b xd xd b xd b xd xd b xd xd b b (A.I.9 ( 3 3 0,8 0,8 ln 0,3 0,3 ln xd b xd b xd b b xd b xd b xd b xd b b b Q a a υ η (A.I.30 ( υ η Q xd b xd xd b b xd xd b b xd b xd xd b b xd xd b xd 0,8 ln 0, , ,3 ln 0,3 0,5454 0,3 0,7474 (A.I.3 ( υ η Q B Q (A.I.3 ( υ η xd b xd b Q 0,8 ln ,8 ln Q (A.I.33 ( υ υ η Q B (A.I.34 ( xd b xd b Q 0,8 ln ,8 ln υ υ η (A.I.35 ( ( ( ( ( ( ( ( ( υ υ η η η η η Q Q xd xd b b

188 Simplificando: ( η ( ( ( Q ( υ η b b xd xd Q υ 63 (E.3 A Figra A.I.3 determina a variação da eficiência para as condições iniciais de pressão e temperatra do vapor. A faixa de pressão válida para as crvas varia de 0 a 000 (psi (,4 bar a 38 bar. A crva qe será tilizada é selecionada sob as condições iniciais de temperatra em ºF. A faixa de temperatra válida para estas crvas está entre 500 F a 400 F (60 C a 760 C. As correções da eficiência serão positivas para altos valores de temperatra e negativa para temperatras mais baixas. or exemplo: a 760 C e 69 bar, a correção da eficiência será de,0%. Com 760 C e 4 bar a correção será de,9% (correção máxima da Figra A.I.3. ara ma temperatra de 48 C e 69 bar a correção será de,9% na eficiência enqanto qe para 48 C e 4 bar a correção será de 0,%. Mdança na Eficiência em % ressão Inicial (psia Figra A.I.3 Correção da eficiência da seção reaqecida o não, com condensação para as condições iniciais de pressão e temperatra do vapor, para trbinas com rotação de e / o.800 rpm (SENCER et al A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: F 550 F 600 F 650 F 700 F 750 F 800 F 850 F 900 F 950 F 000 F 050 F 00 F 50 F 00 F 50 F 300 F 350 F 400 F % η J I j 0 i 0 A ji x i x j (A.I.36 Sendo:

189 A 00 8,35 A 4 0, A 0-9,39049 A 5-0, A 0-65,79590 A 30 0, A 03 07,300 A 3 0, A 05 -,56388 A 3-0, A 0-0, A 33 0, A,84457 A 34-0, A 0, A 35 0, A 3-0, A 40-0, A 4-0, A 4 0, A 5 0, A 4 0, A 0-0, A 43-0, A - -0, A 44 0, A 0, A 45-0, A 3-0, x log 0 x H* 64 (% η J I j 0 i A ji x i j i x ln0 (A.I.37 (% η 7 40,47 0, H 0, H, H 0 4,466 0 H 36,065log0 0,45446 H log , H log0, H log0 H log0 50,945,996 9, ,4306,73936, ( log0 0, H ( log0 0, H ( log H ( log0, H ( log ( log0 0, H ( log0 0, H ( log H ( log0 6, H ( log ( log ( ( ( ( 0 0, H log0 5, H log H log 5, H log 3 (A.I.38 (% η H j i 0 J I A ji x i j x j (A.I.39

190 65 (% η H 6 9 0, , H 3,655 0 H, H 7 0, log0 0, H log0 3, H log0 0 4, H 7 3, H 0, H 6, H 6,74 0 H 3 4, H 0 3 log0 0,0779( log0 0, H ( log0 3 3 ( log0 H ( log0 0,00348( log ( log0,996 0 H ( log ( log ( 0 0,0000 log ( log ( ( 0, H log0 3 5 log 3 (A.I.40 (% η (% µ ( % η ( H ( H Simplificando: (% η ( ( H % η H (E.33 A Figra A.I.4 mostra a correção para o ELE para ma determinada pressão de exastão Mdança no ELE com a orcentagem de Umidade (Bt/lb ressão de Exastão (pol Hg abs. Figra A.I.4 Correção do ELE para a pressão de exastão para seções reaqecidas o não e com rotação da trbina de e/ o.800 rpm (SENCER et al. 974.

191 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: ELE I i 0 Ai x i 0 66 (A.I.4 Sendo: A0-3,9848 A 3, x ln pol Hg abs. A 57,86440 ( ( ELE x o I i A x i i i (A.I.4 ELE 0 ( ELE0 ( ln( pol Hg abs ln( pol Hg abs [ 57,864 6,36988 ln( pol Hg abs ] ( ln( pol Hg abs Simplificando: ( ELE0 ( ln( pol Hg abs ELE ln( pol Hg abs 0 (E.34 A Figra A.I.5 mostra as crvas qe determinam as perdas mecânicas da trbina a vapor em kw a partir de ma determinada potência no gerador elétrico em kva ara Geradores Refrigerados Convencionalmente, mltipliqe a potência erdas Mecânicas (kw Carcaça Única e CDF a 3600 RM odos os Otros ipos otência do Gerador (KVA Figra A.I.5 Crva para a determinação das perdas mecânicas (SENCER et al. 974.

192 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: 67 I i ML Ai x ML i 0 (A.I.43 Sendo: Caso o gerador seja de carcaça única e a trbina com composição em tandem de dplo flxo a rpm e a potência reativa do gerador de.000 a kva*: A 0 -,7806 A 6, A 3, A 3-6, *ara geradores refrigerados convencionalmente, mltiplicar a potência reativa nominal por,. ML kva 8 3 ( ML ( kva (, kva, kva ( kva Simplificando: ( ML ( kva ML kva (E.35 Caso o gerador seja de carcaça única e a trbina com composição em tandem de dplo flxo a rpm e a potência reativa do gerador de kva e acima: A 0 05,85 A, ML kva 3 ( ML ( kva (, ( kva Simplificando: ara todos os otros tipos: ( ML ( kva ML kva (E.35. A0 0,0 A,8 0-3 ML kva 3 ( ML ( kva (,8 0 ( kva Simplificando: ( ML ( kva ML kva (E.35.

193 Sendo: ML I i 0 A i x Caso a potência reativa do gerador seja abaixo de kva*: ML 0,0 x kva ( otência Reativa do este ( ML 0 Caso a potência reativa do gerador seja de kva e acima: A 0 570,0 A 3,8 0-9 x kva otência Reativa do este A - 3, ( ( ML KVA I i i A i x i i 68 (A.I.44 (A.I.45 (A.I.46 ML kva i ( ML ( kva A i x ( kva Simplificando: I i i ( ML ( kva ML kva (E.36 Na Figra A.I.6 as crvas determinam o fator de perda no gerador para ma determinada potência nominal em MVA. Este fator será sado na correção da potência do gerador elétrico.,5,4,3 Fator de erda do Gerador K,,,0 0,9 0,8 Refrigerado Convencionalmente 800 RM Refrigerado Convencionalmente 3600 RM 0, otência Nominal do Gerador (MVA Figra A.I.6 Crvas para a determinação do fator de perdas K no gerador (SENCER et al. 974.

194 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: 69 Caso o gerador seja convencionalmente refrigerado: K I i Ai x i 0 (A.I.47 Sendo: A 0-0, A 0, ara rpm: ara.800 rpm: A - 0, x ln( kva A 3 0, ( K x I i A i x i i 0,0 0,095 (A.I.48 { } ( kva K ln kva kva ( K ( kva 0,8965 0,7557 ln( kva 0,0076 [ ( kva ] Simplificando: ( K ( kva K kva (E.37. Caso o gerador seja refrigerado por condtor: K i 0 J I j i A x i j B x j (A.I.49 Sendo: A 0-0, B - 0, A 0, ara rpm: 0,0 A - 0, ara.800 rpm: 0,0 A 3 0, x ln( kva

195 70 ( ( ( ( ( 0 J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i x B x j B x A x B x i A KVA kva K (A.I.50 ( ( ( ( ( ( ( ( kva x B x j B x A x B x i A KVA kva kva K K J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i 0 Simplificando: ( ( kva kva K K (E.37. Na Figra A.I.7 as crvas determinam o fator de perda no gerador para a porcentagem da carga em operação. Este fator será sado para corrigir a potência do gerador elétrico. Figra A.I.7 Crvas para a determinação de perdas K do gerador (SENCER et al. 974 A eqação matemática qe representa este gráfico é dada por: Caso o gerador seja convencionalmente refrigerado e com rotação de e.800 rpm: J j j j I 0 i i i x B x A K (A.I.5 0,0 0,5,0,5,0,5 3,0 3,5 4,0 4, orcentagem da Carga de Operação do Gerador Fator de erda do Gerador K Refrigerado Convencionalmente 3600 e 800 RM Refrigerado por Condtor 800 RM Refrigerado por Condtor 3600 RM

196 7 Sendo: A 0-0, B - 0, A - 0, A 0, ( 00 kva reativa do teste potência % da x A 3-0, ( ( ( ( ( 0 00 % J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i x B x j B x A x B x i A KVA K (A.I.5 ( ( ( ( ( ( 00 % 00 % 00 % 0 kva x B x j B x A x B x i A kva kva K K J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i Simplificando: ( 00 % 00 % kva kva K K (E.38. Caso o condtor seja refrigerado por condtor: J j j j I 0 i i i x B x A K (A.I.53 Sendo: ( 00 kva reativa do teste potência % da x ara rpm: ara.800 rpm: A 0-0, A 0-0, A - 0, A - 0, B - 0, A 0, B 0, A 3-0, A 4 0, B - 0,

197 7 ( ( ( ( ( 0 00 % J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i x B x j B x A x B x i A KVA K (A.I.54 ( ( ( ( ( ( 00 % 00 % 00 % 0 kva x B x j B x A x B x i A kva kva K K J j j j J j j j I i i i J j j j I i i i Simplificando: ( 00 % 00 % kva kva K K (E.38. Incertezas das propriedades termodinâmicas de satração Existe ma dificldade em representar as propriedades de satração do vapor a partir do ponto triplo até o ponto crítico, representada na Figra A.I.8. Visto qe enqanto a variação do calor latente de vaporização partindo de 00 ºC até 300 ºC é moderada, a partir de 300 ºC para a temperatra crítica, a variação se torna mito maior. Assim, inserir a incerteza existente no valor real das propriedades críticas, reslta nma incerteza não apenas nesta propriedade, mas também em otras propriedades na região crítica. Em algns casos, se torna impossível determinar a propriedade com a precisão desejada com apenas ma única expressão a partir do ponto triplo até o ponto crítico. Nestes casos, a região interna o a região sob a crva pode ser dividida em das o três regiões (o faixas de abrangência com eqações separadas (onde (S é a temperatra de satração, na seginte forma, LILEY et al. 984: FAIXA I: 0,0 (S < 6,85 (ºC FAIXA II: 6,85 (S < 36,85 (ºC FAIXA III: 36,85 (S 374,5 (ºC FAIXA IV: 0,0 (S < 36,85 (ºC FAIXA V: 36,85 (S 374,5 (ºC FAIXA VI: 0,0 (S 374,5 (ºC As trbinas trabalham na região de speraqecimento, sendo qe na saída (exastão o títlo deve ser sperior a 0,9.

198 73 Figra A.I.8 Variação de H(FG com a emperatra (Adaptada de LILEY et al Usando as considerações anteriores, é possível representar as várias propriedades termodinâmicas com três tipos de eqações a partir do ponto triplo até o ponto crítico. Essas propriedades são: emperatra de Satração: ressão de Satração: Volme Específico de Satração do Líqido: Volme Específico de Satração do Vapor: Entalpia de Satração do Líqido: Entalpia de Satração do Vapor: Calor Latente de Vaporização: Entropia de Satração do Líqido: Entropia de Satração do Vapor: (S (S V(F V(G H(F H(G H(FG S(F S(G As letras F, G e FG significam respectivamente Flido (o Líqido, Gás (o Vapor e Flido Gás (o Líqido Vapor.

199 . emperatra de satração (S: ( S A B [ ln ( s ] C 74 (A.I.55 ara a Faixa IV: 0,0 (S < 36,85 (ºC 0,006 (S < 3,3 (bar A 0, ² B 0, C 0, [ ( S ] ( S ( S B ( ( S B ( S [ ( S ] C ln ( S {[ ln ( S ] C} ( ( S Simplificando: [ ( S ] ( S ( ( S ( S (E.39 ara a Faixa V: 36,85 (S 374,5 (ºC 3,3 (S,0 (bar A 0, B 0, C 0, [ ( S ] ( S ( S B ( ( S B ( S [ ( S ] C ln ( S {[ ln ( S ] C} ( ( S Simplificando: [ ( S ] ( S ( ( S ( S (E.40. ressão de Satração (S: ln 9 ( S A( n [ ( S ] A( 0 ( A( n n 0 S (A.I.56

200 Sendo: (S pressão de satração 75 (S temperatra de satração (C temperatra crítica Faixa VI: 0,0 (S 374,5 (ºC A(0 0, A(6 0, A( 0, A(7 0, A( 0, A(8 0, A(3 0, A(9 0, A(4 0, A(0 0, A(5 0, A( 0, n 9 n A(0 ( S exp A( n [ ( S ] ( S A( 0 (A.I.57 ( S ( S ( S ( S ( S ( S exp 9 n exp 9 n 9 n A(0 A( n [ ( S ]. ( A( n 0 ( S A( S n 0 ( S A( 9 A( n A(0 ( S A( n [ ( S ]. A( n. n[ ( S ] n A(0 [ ( S ] ( ( S A( n 0 n A( n. n [ ( S ] n [ ( S ] A(0 ( ( S A( ( S ( S ( ( S 9 exp 9 n 0 A( n n A(0 n A(0 [ ( S ] ( S A( Simplificando: [ ( S ] ( S ( ( S ( S (E.4 3. Volme Específico para o Líqido: ( S V( F ( Y V FCR (A.I.58

201 Faixa VI: 0,0 (S 374,5 (ºC 76 A,0 E(3,08999 B,95388 E(4 8, C, E(5 4, D 7, E(6 0,0 E( 3,88864 E(7 0,0 E(,05838 V(FCR 3, Então: V ( F ( C V 3 ( FCR B ( C 5 / 3 5 / 6 7 / 8 [ ] C [ ( C ] D [ ( C ] E( n n ( C 6 8 n n [ ] (E.4 4. Volme Específico para o vapor: Y ( S ( S V ( G ( CR V ( GCR (A.I.59 Faixa VI: 0,0 (S 374,5 (ºC A,0 E(3, (CR, B, E(4 3, C 5, E(5, D 4, E(6 0,0 E( 8,9754 E(7 0,0 E( 4, V(GCR 3, Então: V V ( G ( S ( G ( C ( CR V ( GCR ( S Y ( CR V ( GCR ( S ( C Y ( S [ ( S ] ( CR V ( GCR ( S ( S ( S B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 n [ ( C ] E( n n[ ( C ] n (A.I.60

202 ( S exp A( n [ ( S ] A( 0 [ ( S A( ] 9 n n 0 ( S ( S 9 n ( S A( n n[ ( S ] A( 0 n ( [ ( ( ] S A 77 (A.I.6 [ ( G ] V ( G ( C V ( G ( ( S V ( ( C S ( ( Simplificando: [ ( G ] V ( G V ( ( C ( C ( ( S ( S (E Entalpia para o Líqido: ( S H( F ( Y H FCR (A.I.6 Faixa I: 0,0 (S < 6,85 (ºC [ H ( F ] A 0,0 E(3 9, B 0,0 E(4 7, C 0,0 E(5, D 0,0 E(6, E( 6, E(7 6, E(, H(FCR, H ( F ( C Simplificando: ( ( C H ( FCR B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C [ H ( F ] H ( F ( ( C ( C (E.44

203 Faixa II: 0,0 (S < 36,85 (ºC 78 [ H ( F ] A 8, E(3, B 0,0 E(4,93436 C 0,0 E(5 6, D 0,0 E(6, E(, E(7 7, E( 6, H(FCR, H ( F ( C Simplificando: ( ( C H ( FCR B 3 7 D 8 / 6 [ ] / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C [ H ( F ] H ( F ( ( C ( C (E.45 Faixa III: 36,85 (S 374,5 (ºC [ H ( F ] A,0 E(3 0,0 B 4, E(4 0,0 C 5,55557 E(5 0,0 D 6, E(6 0,0 E(, E(7 0,0 E(, H(FCR, H ( F ( C Simplificando: ( ( C H ( FCR B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C [ H ( F ] H ( F ( ( C ( C (E.46

204 6. Entalpia para o calor latente de vaporização: ( ( H FG Y ( S H FG 79 (A.I.63 Faixa VI: 0,0 (S 374,5 (ºC A 0,0 E(3 8,06395 B 7,79. 0 E(4, C 4,6668 E(5 6,0884 D,0793 E(6 0,0 E( 3,87446 E(7 0,0 E(,94553 H(FG, [ H ( FG ] H ( FG Y ( S ( C ( ( C H ( FG B 3 7 D 8 / 6 [ ] / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C 7. Entalpia para o vapor: ( S H( G ( Y H GCR (A.I.64 Faixa VI: 0,0 (S 374,5 (ºC A,0 E(3 7, B 4, E(4, C 5, E(5 5, D, E(6 0,0 E( 4, E(7 0,0 E(,69479 H(GCR, [ H ( G ] H ( G Y ( S ( C ( ( C H ( G B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C

205 Simplificando: [ H ( G ] H ( G ( ( C ( C 80 (E Entropia para o líqido: ( S Y S S( F ( FCR (A.I.65 Faixa I: 0,0 (S < 6,85 (ºC A 0,0 E(3 4, B 0,0 E(4 4, C 0,0 E(5 7, D 0,0 E(6 5, E(, E(7 3, E(, S(FCR 4,489 [ S( F ] S( FCR Y ( S ( C ( ( C S( FCR B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C Simplificando: [ S( F ] S( F ( ( C ( C (E.49 Faixa II: 6,85 (S < 36,85 (ºC A 9, E(3 5,8534 B 0,0 E(4 6, C 0,0 E(5, D 0,0 E(6, E(, E(7, E(, S(FCR 4,489

206 [ S( F ] S( FCR Y Simplificando: ( S ( C ( ( C S( FCR B 3 7 D 8 [ S( F ] S( F / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] ( ( C ( C n n ( ( C 8 (E.50 Faixa III: 36,85 (S 374,5 (ºC A,0 E(3 0,0 B 3, E(4 0,0 C, E(5 0,0 D 3,34900 E(6 0,0 E( 6, E(7 0,0 E(, S(FCR 4,489 [ S( F ] S( FCR Y ( S ( C ( ( C S( FCR B 3 7 D 8 / 3 5 [ ( C ] C ( C 6 / 6 [ ] 5 / 8 [ ( C ] E( n n[ ( C ] n n ( ( C Simplificando: 9. Entropia para o vapor: [ S( F ] S( F ( S ( ( C ( C S( G ( Y S GCR (E.5 (A.I.66 Faixa I: 0,0 (S 374,5 (ºC A,0 E(3,756 B 0,0 E(4 6,95 C,78368 E(5 9,99004 D 6,9335 E(6 0,0 E( 4,34839 E(7 0,0 E(,3467 S(GCR 4,489

207 8 ( [ ] ( ( ( ( ( ( ( [ ] ( [ ] ( [ ] ( ( [ ] ( ( C C n n E C D C C C B GCR S C C S Y GCR S G S n n 5 8 / 6 / 3 / ( [ ] ( ( ( ( C C G S G S (E.5 0. Volme Específico do Vapor Speraqecido: ( ( ( [ ] ( ( ( [ ] ( M S S n A B e e B 3 0 e B R V, 0 n n (A.I.67 R 4, M 4,0. 0 B( 5, A(0 3,74378 B( 3, A( 4, B(3,. 0 A(, ( ( [ ] [ ] M S S S n A B M S S n A B S S V n n n n ( exp ( ( ( exp ( 3 ( exp ( ( exp ( 3 ( 0, 0 0 ( ( [ ] [ ] [ ] M S M S n A B M S S n A esp S n n A S V n n n n n n ( exp. ( ( exp ( 3 ( exp ( (. (. ( 0, (A.I.68 ( ( [ ] M S esp M S n A esp B B esp B B R V n n (.. ( ( ( 3 0. (. ( (., 0 (A.I.69 ( ( [ ] M S esp S n A esp B B esp B R V n n (. ( ( ( 3 0. ( (., 0 (A.I.70 ( [ ] ( ( ( ( ( ( ( (,,,, V V S S V V Simplificando:

208 [ (, ] V (, V ( ( S ( S ( ( 83 (E.53. Entalpia do Vapor Speraqecido: n ( A( n A( 3 H n 0 e ( S M (A.I.68 A(0 B( B(. B(3. A( B( B(. B(3. A( B(3 B(3. B(33. A(3 B(4 B(4. (S B(43. [(S] B(44. [(S]3 B(45. [(S]4 B(, B( 4, B(3 4, B(,60693 B( 5, B(3 7, B(3 3, B(3, B(33, B(4, B(4, B(43 6, B(44, B(45 6, M 4,5. 0 (, H (, H H n 0 (, n A( n. A( n. n. n n A( 3 ( S M. esp M A(0 A( A( ( B( B(3 ( B( B( 3 ( B( 3 B( 33 (A.I.69 (A.I.70

209 (, A( n A( 3 H ( S. ( S n ( S ( S. esp A( 3 esp ( S M ( S n 0 M 84 ( ( S A( 3 ( S ( H ( S, 5 [ H ( ] B( 4 B( 43 3B( 44. (, 4B( 45 (, ( S. esp M (, ( S H H H, ( ( ( ( S Simplificando: M. esp M [ H (, ] H (, ( ( ( ( S ( S (E.54. Entropia do Vapor Speraqecido: S 4 4 n M e n 0 n 0 n ( A( n B( ln[ 0 B( ] C( n [ ( S ] ( S (A.I.7 A(0 4,6696 A(, A( 9, A(3 5, A(4, B( 4, B(,0. 03 C(0, C(, C( 6, C(3, C(4 8,40. 0 M 8,5. 0

210 85 ( [ ] M S esp S n C n A S n n n n (. (. (. (, ( [ ] M S esp S n C M n n A S n n n n (. (. (.. (, (A.I.7 ( ( 0 ( 0, B B S (A.I.73 ( [ ] M S esp S S n C M S esp S n C S S S n n n n ( (. (. ( ( (. ( ( (, ( [ ] M S esp S n C M M S esp S n n C S S n n n n (. (. ( (. (.. ( (, (A.I.74 ( [ ] ( ( ( ( ( ( ( (,,,, S S S S S S Simplificando: ( [ ] ( ( ( ( ( (,, S S S S (E.55

211 abela A.I.: Valores tabelados das perdas de exastão na seção de baixa pressão (Spencer et al Comprimento da alheta do Último Estágio [pol] 3600 [rpm] 800 [rpm] , Diâmetro Médio [pol] 60 65,5 7, , ,5 3 5 Área Anlar [pé²] 6, 3,9 4, 55,6 66, 3,7 95,3 05,7 3,8 7,4 Velocidade Anlar [pé/s] Crva Crva Crva 3 Crva 4 Crva 5 Crva 6 Crva 7 Crva 8 Crva 9 Crva 0 8 5,6 53,65 64,09 99, 06,70 76,30 4,85 5,63 75, ,64 46,50 56,5 88,90 95,43 67,90 37,80 45,50 65, ,0 40,08 47,58 77,88 84,8 58,70 3,63 38,38 55,68 00,75 34,35 40,55 67,65 74,38 50,50 8,40 3,65 48, ,33 4,95 9,75 50,85 56,7 37,50,60 3,80 36, ,53 8,68,48 38,38 43,00 8,75 6,60 7,43 7, ,09 4,3 7,8 9,83 3,8,5 3,3,9, ,73 0,90 3,55 3,5 5,40 7,0 0,55 9,80 6, ,95 8,65 0,8 7,80 9,40 3,45 9,00 7,97, ,90 7,45 8,85 3,60 4,66,00 8,3 7,07 9, ,57 7, 8,30,0,93 9,70 7,89 7,0 8, ,65 7,55 8,50 0,45 0,80 9,60 8,40 7,7 8, ,95 8,70 9,50 0,75 0,75 0,3 9,57 9,00 9, ,56 0,45,5,00,65,75,40,00 0, ,35 5,45 5,8 6,0 5,0 5,95 6,5 6,5 4, ,6,07,3,7 9,80,7,97,97 9, ,00 6,95 6,8 6,4 5, 6,4 8,00 7,9 5, ,35 33,05 3,8 3,0 3,06 3,0 34,00 34,00 30, ,35 38,75 38,50 37,55 36,70 37,55 39,80 39,9 36, ,90 44,5 43,80 4,70 4,05 4,70 45,8 45,5 4, ,70 48,90 48,30 47,35 46,69 47,35 49,90 49,85 46,50 Através do so do programa comptacional Mathematica, foram desenvolvidas as eqações de interpolação para cada crva da abela A.I.. As cores sadas nesta tabela têm o objetivo de separar as eqações de interpolação nos pontos de inflexão onde essas divergem do resltado verdadeiro. Assim, para cada crva, existirão das o mais eqações de interpolação válidas para ma determinada faixa de

212 87 velocidade anlar. Estas eqações são mostradas a segir nma seqência de cálclo de fácil programação em qalqer lingagem comptacional. Então as variáveis V a V são variáveis axiliares. ara a Crva nº tem-se qe: ara ma velocidade anlar < 700 (pés/s ( , , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 75 0, V0 Van ( V, V 50 0 ( 8 EL 5,6 V ara ma velocidade anlar > 700 (pés/s V an V an ( ,5 0 3, Van ( ,466 0 V Van ( , V Van ( ,666 0 V3 Van ( , V4 Van ( ,0579 V5 Van ( 700 EL 3,56 V 6 V an

213 ara a Crva nº tem-se qe: 88 ara ma velocidade anlar < 700 (pés/s ( , , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 75 0, V0 Van ( 50 0,35 V Van ( 8 EL 53,65 V ara ma velocidade anlar > 700 (pés/s V an ( , , Van ( 00, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( ,00003 V4 Van ( ,05 V5 Van ( 700 EL 0,45 V 6 V an ( , V5 Van ( 350 7, V6 Van

214 ara a Crva nº 3 tem-se qe: 89 ara ma velocidade anlar < 700 (pés/s: ( , , Van ( 600 4, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 75 0, V0 Van ( 50 0, V Van ( 8 EL 64,09 V V an ara ma velocidade anlar > 700 (pés/s: ( , , Van ( , V Van ( ,083 0 V Van ( 000 V 5, V Van ( , V4 Van ( ,0457 V5 Van ( 700 EL,5 V 6 V an

215 ara a crva nº 4 tem-se qe: 90 ara ma velocidade anlar 600 (pés/s: ( , , Van ( 500 9, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( 350 5, V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 8 EL 99, V 0 V an ara ma velocidade anlar > 600 (pés/s: ( , , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( ,006 V7 Van ( 600 EL 0,45 V 8 V an

216 ara a crva nº 5 tem-se qe: 9 ara ma velocidade anlar < 600 (pés/s: ( , , Van ( 500 9, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( 350 5, V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 8 EL 06,7 V 0 V an ara ma velocidade anlar > 600 (pés/s e < 650 (pés/s: EL,4 0,00 V an ara ma velocidade anlar / 650 (pés/s ( 300 8, , Van ( 00 5, V Van ( 00 3, V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( ,08 V6 Van ( 650 EL 0,75 V 7 V an

217 ara a crva nº 6 tem-se qe: 9 ara ma velocidade anlar < 650 (pés/s: ( , , Van ( 550, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( , V9 Van ( 50 0, V0 Van ( 8 EL 76,3 V V an ara ma velocidade anlar > 650 (pés/s: ( , , Van ( , V Van ( 00 3, V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( 650 EL 0,3 V 7 V an

218 ara a crva nº 7 tem-se qe: 93 ara ma velocidade anlar < 550 (pés/s: ( , , Van ( 450 7, V Van ( , V Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V6 Van ( 8 EL 4,85 V 9 V an ara ma velocidade anlar > 550 (pés/s: ( , , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( 700 7, V6 Van ( , V7 Van ( ,00 V8 Van ( 550 EL 7,89 V 9 V an ( 350 4, V3 Van

219 ara as crvas nº 8 e 9 tem-se qe: 94 ara ma velocidade anlar < 600 (pés/s: ( 500 9, , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( 8 EL 5,63 V 9 V an ara ma velocidade anlar > 600 (pés/s: ( , , Van ( 00 7, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( ,0006 V7 Van ( ,04 V8 Van ( 500 EL 7,0 V 9 V an

220 ara a crva nº 0 tem-se qe: 95 ara ma velocidade anlar 550 (pés/s: ( , , Van ( 450 6, V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( , V7 Van ( , V8 Van ( 8 EL 75,69 V 9 V an ara ma velocidade anlar > 550 (pés/s: ( 300 V 3 5 7, , Van ( , V Van ( , V Van ( , V3 Van ( , V4 Van ( , V5 Van ( , V6 Van ( ,0003 V7 Van ( ,006 V8 Van ( 550 EL 8,55 V 9 V an

221 8 AÊNDICE II CÁLCULO DAS VAZÕES DE SELAGEM DA URBINA 96 Os primeiros procedimentos de cálclo de balanço térmico assmiam qe todas as vazões de vapor para a selagem flíam para os aqecedores regenerativos o em torno de grpos de estágios de expansão da trbina, e desta forma eram tratados como vazões externas ao balanço térmico. A partir da década de 0, com o so da fórmla de Martin para vazamentos de vapor através dos selos labirínticos; o cálclo das vazões de vapor para a selagem torno-se representativo no fechamento do balanço térmico das trbinas a vapor. O procedimento a segir mostra a eqação de Martin para o cálclo da vazão do vapor de selagem, bem como ma tabela (abela A.II., onde a maioria das combinações de sistemas de selagem commente aplicadas pelos constrtores de trbinas podem ser encontradas, facilitando o procedimento de cálclo (Spencer et al A eqação de Martin para o cálclo da vazão de vapor pelos selos labirínticos é dada por: vs 5 K A (A.II. ϑ m n ln Sendo: m vs vazão mássica do vapor de selagem (lb/h; K fator de correção para a folga entre os selos; A área da vazão de selagem (área anlar perpendiclar ao escoamento do vapor (pol²; pressão do vapor na entrada do labirinto (lb/pol² abs.; ϑ volme específico do vapor de entrada no labirinto (pé³/lb; pressão do vapor na saída do labirinto (lb/pol² abs.; N número de dentes estacionários no labirinto.

222 97 Figra A.II.: Fator de correção K para as folgas radiais entre os dentes da selagem (Adaptada de SENCER et al ara o cálclo da área de escoamento nos selos, a seginte eqação deverá ser tilizada (Spencer et al. 974: A π D f (A.II. Sendo: D eixo diâmetro do eixo na seção em qe deseja determinar a vazão de vapor (pol.; f folga entre os dentes de selagem e o eixo da seção (mils milésimos de polegada; π 3, oderão existir sitações em qe a pressão de saída do vapor de selagem terá a sa medição estimada, devido à impraticidade de colocar m instrmento de medição no local. Esta estimativa deverá ser baseada nas informações de projeto da máqina e nos diagramas de balanço térmico fornecidos pelo fabricante. Como colocado anteriormente, a maioria dos fabricantes sege m padrão na combinação de ses sistemas de selagem. ara estes casos a abela A.II., poderá ser tilizada na simplificação dos cálclos. eixo

223 abela A.II.: Combinação de sistemas de selagem e a constante C sada no cálclo das vazões de selagem (SENCER et al A B C 98 Sem Reaqecimento 3 a 450 psig e abaixo b Acima de 450 psig D Reaqecimento Único a A RHB até 00 MW b A RHB 00 MW a Acima c A RHB e.050 ºF de vapor RH Reaqecimento Dplo d A I e A RHB f I RHB E Reaqecimento Único a A até 50 MW b A 50 MW até 400 MW c A 400 MW e Acima Reaqecimento Dplo d A e I ara trbinas com parâmetros de vapor spercrítico os selos 3 e 4 são alimentados pelo vapor da carcaça do º estágio, a selagem tracejada é omitida. F Reaqecimento Único 3 a A Reaqecimento Dplo b A G Reaqecimento Único a RHB Reaqecimento Dplo b RHB H Reaqecimento Único 3 4 a RHB Reaqecimento Dplo I b I c RHB Reaqecimento Único 3 a RHB Reaqecimento Dplo b I VER C (e c RHB J a 000 Reaqecimento Único o Dplo 3 a RHB K a Entrada do tbo de Crossover a partir de B (c b Entrada do tbo de Crossover a partir de F (a a ara o último estágio 580 L Sem Reaqecimento Vazamento de Vapor da Válvla Vazão OAL do Vazamento da Válvla 40 υ Segnda Vazão do Vazamento da Válvla 50 υ Reaqecimento Sbcrítico Vazão OAL do Vazamento da Válvla 56 υ Segnda Vazão do Vazamento da Válvla 50 υ Reaqecimento Spercrítico Vazão OAL do Vazamento da Válvla 70 υ º o 3º Vazão do Vazamento da Válvla 80 υ Notas: O primeiro pacote de selagem de vapor dentro de ma série será a soma das vazões para o pacote de selagem seginte ao primeiro; O vapor de selagem nº nos Diagramas A, B, C, E, G, H, I, J, K será iniciado a partir da carcaça do º estágio da seção. Abaixo de 00 MW ara cada exastão final a rpm: ara a Exastão do Vapor: 50 ara o Condensador: 400 OAL: 650 3º Vazão do Vazamento da Válvla 60 3 υ3 ressão do vapor de controle o 3 ressão antes da º o 3º vazão de vazamento da válvla ψ Volme específico nas pressões,, 3 o na entalpia do vapor de controle. Vazões de Vapor para Selagem em lb/h. Acima de 00 MW ara cada exastão final a rpm: ara a Exastão do Vapor: 700 ara o Condensador: 600 OAL: 300 ara cada exastão final a.800 rpm: ara a Exastão do Vapor: 500 ara o Condensador: 000 OAL: 500

224 99 A abela A.II., apresenta a constante C ; determinada por Spencer et al. (974; qe resme, para cada tipo de combinação os valores encontrados por eles (pressão de entrada e saída do vapor, folgas e área de vazão. A constante C é tilizada na fórmla de Martin, como sege: vs 5 K A C (A.II.3 ϑ ϑ m n ln Sendo: C constante da vazão de selagem. Spencer et al. (974, indicam qe esta constante deverá ser aplicada somente para as combinações mostradas na abela A.II., fora desta sitação o resltado será inválido. ara tilizar os dados da abela A.II. no cálclo do vapor de selagem, o procedimento seginte poderá ser tilizado. artindo de m diagrama de balanço de massa e energia previamente estabelecido, deve-se encontrar m sistema de selagem qe seja o mais similar a m dos apresentados na abela A.II.; por exemplo: dado m diagrama de balanço térmico já estabelecido, a combinação B é mais similar o próxima ao do balanço, como ilstra a Figra A.II.. Figra A.II.: Vazões de Vapor de Selagem (Adaptada de SENCER et al Com os dados do balanço térmico e da combinação B, pode-se montar a abela A.I.:

225 abela A.II.: Vazões de vazamento de Vapor da Válvla arcializadora (fonte:sencer et al Vazão de Vapor Constante C,A ϑ, A m vvp lb h Vazão total 56,00 87, ,00 Vazão A da válvla parcializadora 50,00 7,0 855,00 Vazão B da válvla parcializadora 4.877,00 855,00 4.0,00 Sendo: m vvp vazão mássica do vapor de vazamento da válvla parcializadora (lb/h;,a pressão do vapor para o reglador do vapor de selagem (psia; ϑ,a volme específico do vapor para o reglador do vapor de selagem (pé³/lb. Desta maneira, poderão ser determinadas as vazões A e B da combinação de selagem. Continando; ainda do balanço térmico e da combinação B pode-se montar a seginte tabela com as vazões de selagem. abela A.II.3: Vazões do Vapor de Selagem (fonte: SENCER et al Vazão de Vapor Constante C ϑ m vvs lb h 500,00 58, , ,00,8 3.59, ,00 4, ,00 5 or diferença 8.978, ,00 4,49.696,00 Sendo: m vvs vazão mássica do vapor de selagem (lb/h; pressão de entrada no labirinto (psia; ϑ volme específico do vapor de entrada no labirinto (pé³/lb. Spencer et al. (974, informam ainda qe; qando os valores de pressão e do volme específico do vapor estiverem no sistema internacional de nidades, deverão ser realizadas as devidas conversões para o sistema inglês e vice versa, para o so deste procedimento de cálclo.

226 9 AÊNDICE III MANUAL DE OERAÇÃO DA LANILHA 0 Este manal da planilha Excel trata da explicação da fncionalidade da mesma, descrevendo aba por aba. Além disso, direciona o sário para a preparação do teste, com base na norma ASME C 6 (996, erformance est Code 6 on Steam rbine e descreve os desvios do desempenho térmico em relação ao estado de referência. São, também, descritas as falhas qe poderão ocorrer a partir da análise térmica. ara ajdar o sário foi colocada ma matriz falha. A - DESCRIIVO DAS ABAS DA LANILHA Neste item serão descritas as abas da planilha Excel desenvolvida, qe calcla o desempenho e o diagnóstico da trbina a vapor da UE Ezébio Rocha (etrobras, localizada em Cbatão, São alo. Serão abordados os principais detalhes de operação da planilha, algmas particlaridades para melhor entendimento da mesma, como também detalhes dos cálclos realizados. Ao iniciar a planilha aparecerá a aba inicial (Cbatão qe contém m esqema simplificado do sistema térmico onde está contida a trbina a vapor. Além disso, a planilha apresenta ainda as segintes abas: início, dados de entrada, incerteza da medição, cálclo do balanço de massa, eficiência interna, potência gerada, linhas de expansão e resltados, Figra A.III.. Figra A.III. - Aba de Apresentação da Usina ermelétrica Ezébio Rocha

227 A segir é explicada a fnção de cada ma das abas da planilha. 0 A. - Aba Início Nesta aba estão listadas todas as cargas contidas nos Heatflow obtidos na docmentação da UE Ezébio Rocha, segidos de ma nmeração de até 8. ara proceder ao diagnóstico e iniciar as leitras, é necessário selecionar na célla em destaqe (amarelo, o número correspondente a qal carga do Heatflow será fixada como referência. Esse passo é necessário para a adeqada correção dos desvios. Feito isso, deve-se clicar no botão Disparar leitra, para qe sejam carregados os dados do I, na planilha. A. - Aba Dados de entrada A.III.. Na aba Dados de Entrada, são aqisitadas as segintes informações vindas da aba I, Figra - otência Elétrica Gerada pela V (MW Figra A.III. - Aba Dados de Entrada Média dos dados lidos, no intervalo de tempo considerado, no gerador do GV.

228 - Data/Hora início/ érmino 03 Data e horário de início e término da coleta de dados. - Horímetro Número de horas de operação, exceto paradas (este parâmetro não está relacionado no I por não existir medição, mas foi inclído para o cálclo da degradação natral do eqipamento na determinação da eficiência. ara a inserção deste valor foi considerado qatro anos de fncionamento da sina, o seja, qatro anos de fncionamento da trbina, já considerando algmas peqenas paradas. ara a coleta de dados dos parâmetros necessários aos cálclos termodinâmicos foi tilizado o período de ma hora, com o intervalo de 5 mintos, totalizando 3 medidas. ode-se observar na aba Dados de Entrada, qe para cada parâmetro, são coletadas 3 leitras de 3 instrmentos diferentes, sendo qe para algns parâmetros, este número poderá ser diferente em fnção da disponibilidade na sina. orém, como no I, é mostrada a média dessas 3 leitras, exclindo o pior valor, os valores se repetem nas colnas referentes aos mintos analisados. Caso os valores de cada instrmento estejam disponíveis no I, estes valores serão alimentados na planilha. - Dados da Seção de alta pressão ara a seção de alta pressão são coletados os segintes dados: ressão de Vapor de Entrada (V-0 na rbina; emperatra do Vapor de Entrada (V-0 na rbina; Vazão de Vapor de Entrada (V-0 na rbina; ressão na Extração V-4; emperatra do Vapor na Extração de Média ressão (V-4 da rbina; Vazão de Vapor na Extração de Média ressão (V-4 da rbina. - Dados da Seção de pressão intermediária ara a seção de pressão intermediária são coletados os segintes dados: ressão do Vapor na Extração de Baixa ressão (V- da rbina; emperatra do Vapor na Extração de Baixa ressão (V- da rbina; Vazão de Vapor na Extração de Baixa ressão (V- da rbina.

229 - Dados da Seção de baixa pressão 04 ara a seção de pressão intermediária são coletados os segintes dados: ressão do Vapor na Sangria (V-3 da rbina; emperatra do Vapor na Sangria (V-3 da rbina; Vazão de Vapor na Sangria (V-3 da rbina; ressão do vapor no exasto (váco da trbina; Vazão de Vapor no Exasto da rbina. - Dados do sistema de selagem ressão na selagem de vapor depois da válvla redtora; emperatra de saída do vapor de selagem. - Dados do sistema de resfriamento emperatra de entrada da ága de alimentação; emperatra de saída da ága de alimentação; Vazão de ága de resfriamento. - Dados do gerador elétrico otência ativa brta no gerador do GV As colnas I, AG e KKS se referem à localização do instrmento via I, diagrama de instrmentação etrobras e KKS, código Siemens, respectivamente. A.3 - Aba Incerteza de medição Nesta aba são repetidas as leitras vindas do I a serem tilizadas, com sas devidas incertezas de medição. Vale ressaltar, qe nesta aba é acrescido o valor da pressão atmosférica da UE de Cbatão, de modo a tornar os valores absoltos, sados posteriormente para os cálclos, Figra A.III.3.

230 05 Figra A.III.3 - Aba Incerteza de medição A.3. - Avaliação incerteza de medição direta Na aba incerteza de medição (Figra A.III.4, tem-se as características operacionais e metrológicas dos instrmentos (sistemas de medição: a- endência (d: Estimativa do erro sistemático. A tendência fica disponível no certificado de calibração do instrmento. Figra A.III.4 Incerteza de Medição dos Instrmentos b- Resolção (R: Menor diferença entre as indicações qe pode ser significativamente percebida. A avaliação da resolção é feita em fnção do tipo do instrmento. Na especificação do instrmento, avaliar sa resolção.

231 c- Medidas corrigidas: 06 Média das medidas (MM menos a tendência (d. A tendência, qe é estimativa do erro sistemático, pode ser negativa o positiva. As medidas corrigidas leva em consideração o sinal da tendência (positiva o negativa. d- Média otal: Média das medidas corrigidas. Na medição de pressão, a média total é a média das medidas corrigidas mais a pressão barométrica local, disponível nos dados de entrada. e- Incerteza padrão ( A : Incerteza estimada a partir de medições repetidas do mesmo mensrando, conforme a eqação A.III.. rata-se de m procedimento estatístico, freqentemente referido como procedimento tipo A ( A. Sendo: A s n (A.III. s Desvio padrão (amostra s n i ( Mi MM n Mi - Medidas MM - Média das medidas n Número de medidas f- Incerteza da Calibração ( Cal : A incerteza expandida fica disponível no certificado de calibração do instrmento, sendo qe a incerteza de calibração é calclada dividindo a incerteza expandida pelo coeficiente de Stdent. Caso não tenha o Certificado de Calibração, sar a exatidão disponível na especificação do instrmento, dividido por. Exemplo: Exatidão%, considerar Cal (0,0 x Média otal /

232 07 g- Incerteza Combinada ( c : eqação A.III.. A incerteza combinada é calclada a partir das incertezas padrão de cada fonte incerteza pela No caso, será considerado: Sendo: c c... n A cal R (A.III. (A.III.3 A - Incerteza padrão ipo A Cal R - Incerteza da Calibração - Incerteza padrão do erro de arredondamento introdzido pela resolção limitada determinada do dispositivo indicador, assmindo ma distribição retanglar com ar/. h- Incerteza Expandida (U: R a / 3 ( R / / 3 (A.III.4 A incerteza expandida é calclada mltiplicando a incerteza combinada pelo respectivo coeficiente de Stdent (k - Fator de Abrangência. U k. c (A.III.5 O valor de k pode ser obtido de ma tabela para nível da confiança de aproximadamente 95% através do número de gras de liberdade efetivos (υef através da eqação de Welch-Satterthwaite (eqação A.III.6: Sendo: c é a incerteza combinada; υ ef 4 c N i é a incerteza padronizada associada à i-ésima fonte de incerteza; υi é o número de gras de liberdade associado à i-ésima fonte de incerteza; i 4 i υi (A.III.6 N é o número total de fontes de incertezas analisadas.

233 08 O número de gras de liberdade reflete o gra de segrança com qe a estimativa do desvio-padrão é conhecida. Qando a incerteza padrão é estimada a partir do desvio padrão (s, o número de gras de liberdade corresponde ao número de medições (n efetadas menos m (. υi n - Qando a distribição de probabilidades é conhecida, o número de gras de liberdade é considerado infinito. Exemplos de Distribições de probabilidades conhecidas: Normal, Uniforme o Retanglar, rianglar. Da aplicação da eqação (A.III.6 reslta o número de gras de liberdade efetivo. O valor de k para nível de confiança de 95,45% pode então ser obtido da seginte tabela: υ ef k 95 3,9 4,53 3,3,87,65,5,43,37,8,3,0,7 υ ef k 95,5,3,,09,07,06,06,05,04,03,0,00 ara valores fracionários de υef, interpolação linear pode ser sada se υef > 3. Alternativamente o valor de k95 corresponde ao valor de υef imediatamente inferior na tabela pode ser adotado. No caso, tem-se: υ ef 4 c 4 4 A Cal n 50 (A.III.7 Sendo: c - Incerteza combinada; A - Incerteza padrão ipo A; Cal - Incerteza da calibração; n Número de medidas.

234 A.3. - Avaliação da incerteza de medição indireta 09 Na Figra A.III.5, tem-se as incertezas das eficiências das seções de alta, média e baixa pressão. Figra A.III.5 Incertezas da eficiência a - Cálclo da incerteza da eficiência da seção de alta pressão O cálclo da incerteza da eficiência interna da trbina a vapor na seção de alta pressão é dado pela eqação A.III., qe se encontra na programação do Visal Basic, no módlo - Incertezas, representado pela Figra A.III.6.

235 0 Figra A.III.6 rogramação do Visal Basic para o cálclo de incerteza da eficiência para alta pressão Da Figra A.III.6, tem-se a eqação dada por lingagem de programação - Visal Basic (eqação A.III.8. A fórmla para obtenção da Incerteza da Eficiência da seção de Alta ressão será representada pela eqação A.III.. I EA - Incerteza_eficiência_alta 00 * (dh ^ dh ^ dh3 ^ ^ ( / (A.III.8 Sendo: dh hh3 (hh3 dh hh3 (hh3 dh3 hi h (hh3 (A.III.9 (A.III.0 (A.III. Sendo: I EA 00 I EA h h I EA h IEA Incerteza da Eficiência de Alta ressão h- Entalpia do Vapor de Entrada h - Entalpia do Vapor de Exastão h3 - Entalpia Isentrópica na Exastão h I EA h3 h3 (A.III.

236 h Incertezas das variáveis dh Derivada parcial da incerteza da eficiência de alta pressão em relação à h dh Derivada parcial da incerteza da eficiência de alta pressão em relação à h dh3 Derivada parcial da incerteza da eficiência de alta pressão em relação à h3 b - Cálclo da incerteza da eficiência da seção de média pressão O cálclo da incerteza da eficiência interna da trbina a vapor na seção de média pressão é dado pela eqação A.III.8. Esta fórmla encontra-se no Visal Basic, no módlo - Incertezas, representado pela Figra A.III.7. Figra A.III.7 - rogramação do Visal Basic para o cálclo da incerteza da eficiência para média pressão Da Figra A.III.7, temo-se a eqação da incerteza da eficiência para média pressão, sendo representada, em lingagem de programação do Visal Basic, pela eqação A.III.3. I EM Incerteza_eficiência_media 00 * (dh ^ dh ^ dh3 ^ ^ ( / dh hh3 (hh3 dh hh3 (hh3 dh3 hi h (hh3 (A.III.3 (A.III.4 (A.III.5 (A.III.6 I EM 00 (dh dh dh3 (A.III.7

237 Analogamente à seção de alta pressão, o cálclo da incerteza para média pressão é realizado através da eqação A.III.8. Sendo: I EM 00 I EM h h I EM h h I EM h3 h3 (A.III.8 I EM Incerteza da eficiência de média pressão h- Entalpia do Vapor de Entrada h - Entalpia do Vapor de Exastão h3 - Entalpia Isentrópica na Exastão h Incertezas das variáveis dh Derivada parcial da incerteza da eficiência de média pressão em relação à h dh Derivada parcial da incerteza da eficiência de média pressão em relação à h dh3 Derivada parcial da incerteza da eficiência de média pressão em relação à h3 c - Cálclo da incerteza da eficiência da seção de baixa pressão O cálclo da incerteza da eficiência interna da trbina a vapor na seção de baixa pressão é dado pela eqação A.III.8. Esta fórmla encontra-se na programação do Visal Basic, no módlo - Incertezas, representado pela Figra A.III.8: Figra A.III.8 - rogramação do Visal Basic para o cálclo de incerteza da eficiência para baixa pressão

238 3 Da Figra A.III.8, temos a eqação da incerteza da eficiência para baixa pressão, sendo representada, em lingagem de programação do Visal Basic, pela eqação A.III.9. I EB INCEREZA_EFICIÊNCIA_BAIXA ((da * a ^ (db * b ^ (dc * c ^ (dd * d ^ (de * e ^ (df * f ^ ^ ( /, (A.III.9 X A E DE DB Y A F DF DC (A.III.0 (A.III. da ( YX Y (A.III. db DY Y (A.III.3 dc XD Y (A.III.4 dd [(EBYX(DFC] Y (A.III.5 de (DY Y (A.III.6 df X(D Y (A.III.7 I EB I EB A a I EB B b I EB C c I EB D d I EB E e I EB F f (A.III.8 Sendo: IEB Incerteza da Eficiência de Baixa ressão A- Entalpia do Vapor de Entrada B - Entalpia do Vapor na sangria V3 C - Entalpia do Vapor Isentrópico D - Fração da vazão da sangria V3 (y E Entalpia do vapor de Exastão drante o este E Entalpia do vapor de Exastão isentrópico

239 Incertezas das variáveis 4 da - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a A db - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a B dc - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a C dd - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a D de - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a E df - Derivada parcial da incerteza da eficiência de baixa pressão em relação a F d - Cálclos da incerteza da potência da seção de alta pressão Na Figra A.III.9, tem-se as incertezas das potências de eixo das seções de alta, média e baixa pressão. Figra A.III.9 Incertezas das potências de eixo O cálclo da incerteza da potência na seção de alta pressão é dado pela eqação A.III.34.

240 Esta fórmla encontra-se na programação do Visal Basic, no módlo - Incertezas, representado pela Figra A.III.0: 5 Figra A.III.0- rogramação do Visal Basic para o cálclo de incerteza da potência para alta pressão Da Figra A.III.0, temos a eqação da incerteza da potência para alta pressão, sendo representada, em lingagem de programação do Visal Basic, pela eqação.9. INCEREZA_OENCIA ARA ALA RESSÃO ((dx * x ^ (dy * y ^ (dz * z ^ (dw * w ^ ^ ( / (A.III.9 dddd YYYYYYYY 00 dddd XXXXXXXX 00 dddd XXXX 00 dddd XXXX 00 (A.III.30 (A.III.3 (A.III.3 (A.III.33 II II (A.III.34 Sendo: IA - Incerteza da otência na Seção de Alta ressão X - Vazão do Vapor de Entrada para Alta ressão x - Incerteza da Vazão do Vapor de Entrada para Alta ressão

241 Y - Eficiência obtida pelo este 6 y - Resltado da Incerteza da Eficiência obtida pelo este Z - Entalpia de Entrada z - Incerteza da Entalpia de Entrada W - Entalpia de Exastão Isentrópica w - Incerteza da Entalpia de Exastão Isentrópica dx - Derivada arcial da Incerteza da otência de Alta ressão em relação a X dy - Derivada arcial da Incerteza da otência de Alta ressão em relação a Y dz - Derivada arcial da Incerteza da otência de Alta ressão em relação a Z dw - Derivada arcial da Incerteza da otência de Alta ressão em relação a W e - Cálclo da incerteza da potência da seção de média pressão O cálclo da incerteza da potência na seção de média pressão é dado pela eqação A.III.36. Esta fórmla encontra-se na planilha na aba otência Gerada. A Figra A.III. mostra o resltado da incerteza. Figra A.III. Incerteza da otência de Média ressão. IM (K80K8K8K83^(/ (A.III.35 Sendo: K80 arcela K8 arcela K8 arcela 3 K83 arcela 4 Sendo assim, a eqação fica:

242 7 II (KK80 (KK8 (KK8 (KK83 (A.III.36 Os termos nomeados de arcela, arcela, arcela 3 e arcela 4 são descritos a segir através das segintes eqações: O termo arcela é descrito pela eqação A.III.37 a segir: arcela ((('Eficiência Interna COON'!H54/00*('Eficiência Interna COON'!F76-('Eficiência Interna COON'!H54/00*('Eficiência Interna COON'!F80*K79^ (A.III.37 Sendo: Eficiência Interna COON'!H54 Eficiência obtida pelo este (A Eficiência Interna COON'!F76 Entalpia de Entrada (B Eficiência Interna COON'!F80 Entalpia de Exastão Isentrópica (C K79 Incerteza da Vazão do Vapor de Entrada para Média ressão (D ara facilitar a visalização e a identificação dos termos, a eqação A.III.37 será renomeada e sbstitída pela eqação A.III.38. arcela AA AA BB CC DD (A.III.38 O termo arcela é descrito pela eqação A.III.39 a segir: arcela ((((J30*('Eficiência Interna COON'!F76-(J30*('Eficiência Interna COON'!F80*('Eficiência Interna COON'!F64/00^ (A.III.39 Sendo: J30 Vazão do Vapor na Extração V- (A Eficiência Interna COON'!F76 Entalpia de Entrada (B Eficiência Interna COON'!F80 Entalpia de Exastão Isentrópica (C Eficiência Interna COON'!F64 Resltado da Incerteza da Eficiência do este (D ara facilitar a visalização e a identificação dos termos, a eqação A.III.39 será renomeada e sbstitída pela eqação A.III.39a.

243 8 arcela (BB AA CC DD 00 (A.III.39a O termo arcela 3 é descrito pela eqação A.III.40 a segir: arcela 3 (((J30*('Eficiência Interna COON'!H54/00*0^ (A.III.40 Sendo: J30 Vazão do Vapor na Extração V- (A Eficiência Interna COON'!H54 Eficiência obtida pelo este (B ara facilitar a visalização e a identificação dos termos, a eqação A.III.40 será renomeada e sbstitída pela eqação A.III.4. arcela 3 AA BB 0 00 (A.III.4 O termo arcela 4 é descrito pela eqação A.III.4 a segir: arcela 4 -(((J30*('Eficiência Interna COON'!H54/00*0^ (A.III.4 Sendo: J30 Vazão do Vapor na Extração V- (A Eficiência Interna COON'!H54 Eficiência obtida pelo este (B ara facilitar a visalização e a identificação dos termos, a eqação A.III.4 será renomeada e sbstitída pela eqação A.III.43. arcela 4 AA BB 0 00 f- Cálclo da incerteza da potência da seção de baixa pressão (A.III.43 O cálclo da incerteza da potência na seção de baixa pressão é dado pela eqação A.III.45. Esta fórmla encontra-se na planilha na aba otência Gerada. A Figra A.III. mostra a incerteza.

244 9 Figra A.III. Incerteza da otência de Baixa ressão. I B (K87^K88^K89^K90^K9^0^0^0^'Eficiência Interna COON'!F70^^(/ (A.III.44 Sendo: K87 Entalpia do Vapor de Entrada K88 Vazão do Vapor de Entrada na Baixa ressão K89 Vazão do Vapor na Extração V-3 K90 Bcha Compensação Ak K9 Vazão do Vapor de Exastão Eficiência Interna COON'!F70 - Resltado da Incerteza da Eficiência obtida pelo este Os termos com valores igais a zero são respectivamente, a incerteza da entalpia da câmara da roda, incerteza da entalpia do vapor isentrópico, incerteza da entalpia do vapor de exastão isentrópico e o ltimo sendo a incerteza da eficiência obtida pelo teste. ais termos possem o valor zero por serem valores de projeto o orindos do Xable. ara facilitar a visalização e a identificação dos termos, a eqação A.III.44 será sbstitída pela eqação A.III.44a, onde os termos estão renomeados. Sendo assim, a eqação fica: II AA BB CC DD EE FF GG HH II (A.III.44a Sendo: A Entalpia do Vapor de Entrada B Vazão do Vapor de Entrada na Baixa ressão C Vazão do Vapor na Extração V-3 D Bcha Compensação Ak

245 E Vazão do Vapor de Exastão 0 F Incerteza da entalpia da câmara da roda G Incerteza da entalpia do vapor isentrópico H Incerteza da entalpia do vapor de exastão isentrópico I Resltado da incerteza da eficiência obtida pelo teste A.4 - Aba Cálclo do Balanço de Massa Nesta aba, são resmidos de forma organizada os parâmetros de operação da trbina a vapor, com as devidas mdanças de nidade e cálclos das propriedades termodinâmicas (entropia e entalpia, Figra A.III.3. Figra A.III.3 - Aba Cálclo do Balanço de Massa Observa-se qe nesta aba aparecem também, dados da bcha de compensação e vazão de selagem, necessárias ao cálclo do balanço de massa. ara os dados de selagem, os valores de diâmetro, folga radial, número de fitas de selagem, fator K para o tipo de selagem, são valores fixos (dados de projeto, por isso as céllas estão na cor branca, porém permitindo alteração. ara calclar a vazão da válvla parcializadora, é sada a eqação:

246 vazão C * Sendo: C constante; V ressão do Vapor de Entrada ( - Dado do este V Volme Específico do Vapor de Entrada (V ara a constante C foi atribído inicialmente o valor zero, pois no Heatflow não se considera a vazão na válvla parcializadora, válvla de entrada. Se este valor, inicialmente fosse diferente de zero, a vazão de entrada do vapor para o Heatflow seria diferente. Como na metodologia desenvolvida, contempla o valor da vazão da válvla parcializadora, este parâmetro foi inserido, porém zerado. Caso exista vazamento deve ser inclído o valor adeqado desta constante. O valor da vazão deve ser monitorado para indicar possíveis vazamentos. No resmo dos parâmetros para o balanço de massa na trbina a vapor, a colna com os sinais de mais ( e menos (-, se referem ao sentido do parâmetro de massa, entrando ( o saindo (- do sistema, o seja, somados o sbtraídos. odos os parâmetros termodinâmicos encontrados na planilha são obtidos através das eqações atomatizadas pelas macros, conforme já detalhado nos relatórios de acompanhamento. ara a seção de baixa pressão, também foi inclído na planilha, a condição de títlo do vapor na exastão da seção de baixa pressão e na extração V3, sendo este último ora vapor úmido ora vapor speraqecido. As condições do vapor na baixa pressão variam tanto na entrada, através da temperatra da exastão da seção intermediária, qando na exastão, pelo títlo e pela pressão, além da vazão de exastão variável. Além disso, a extração V3, também conhecida como extração não controlada tem sa pressão de exastão, se títlo e sa vazão, variáveis ao longo de toda faixa de potência total gerada pela trbina a vapor. ara verificar se o balanço de massa está correto, é feita ma comparação entre o valor lido para a vazão do vapor de exastão e o calclado. O cálclo da vazão do condensador é dado pela soma do Vapor da bcha de compensação (Ak e Vapor de Exastão da rbina de Baixa ressão (Condensado. Se a diferença for menor qe 0,5%, o balanço de massa é considerado correto.

247 A.5 - Aba Eficiência Interna COON Esta aba também é dividida em Eficiência da Seção de Alta, Intermediária e Baixa ressão, como mostra a Figra A.III.4. Nesta aba as colnas à esqerda se referem aos dados de referência (no caso, carga de 53,4 MW, além de dados geométricos da máqina e as da direita se referem ao teste realizado, o seja, dados reais. Lembrando qe a eficiência da seção de alta pressão é resltado de ma série de etapas, com objetivo de corrigir ma dada eficiência inicial base, cjo valor representa ma família de máqinas com características semelhantes. odos os detalhes dessas etapas se encontram no relatório 5 asso a passo da metodologia. Os principais resltados desta aba são: Eficiência obtida pelo teste: é o valor obtido com os dados reais Eficiência da Referência: é o valor obtido pela metodologia do Cotton, considerando ainda o desvio do processo de calibração (Heatflow/Cotton e o desgaste natral erda de Eficiência: é o desvio com relação à referência, em porcentagem. Figra A.III.4 - Aba Eficiência Interna Cotton A eficiência para a seção de alta e média pressão obtida pelo teste e pela metodologia é dada pelas eqações:

248 3 η teste h h vapordeentrada vapordeentrada h h vaporexastao expansaoisentropicanaexpansao *00 η Cotton h h vapordeentrada vapordeentrada h h exastao( ELE expansaoisentropicanaexpansao *00 por: Já para a seção de baixa pressão, a eqação tilizada para o cálclo da eficiência é dada η Cotton L09- (- L0*L37 - L0*L7 00* L09- (- L0*L4- L0*L8 Sendo: L09 Entalpia do Vapor na Entrada; L0 Fração da vazão da sangria V3 (y; L7 Entalpia do Vapor de Exastão drante o este; L4 Entalpia do vapor de exastão isentrópico; L8 Entalpia do vapor Isentrópico. O salto entálpico, desde a entrada da seção de baixa pressão até a sangria, para a condição de referência, é dado por: saltoentalpico,98* FR 4-7,306*FR 3 5,783*FR -,5406*FR 0,4086 Sendo: FR taxa de razão de flxo Os resltados são mostrados na forma gráfica, evidenciando as diferenças entre os resltados da eficiência encontrados tilizando a metodologia e os dados reais. Os valores relativos às eficiências do teste estão acompanhados da propagação de incertezas diretas e indiretas.

249 A.6 - Aba otência Gerada 4 Esta aba calcla a potência gerada em cada seção da trbina a vapor, isto é, alta, média e baixa pressão, Figra A.III.5. Os principais resltados desta aba são: otência de Eixo da Seção de Alta ressão drante o este otência de Eixo da Seção de Média ressão drante o este otência de Eixo da Seção de Baixa ressão drante o este Cálclo da otência otal da rbina a Vapor ara a seção de alta e média pressão, a potência é calclada como: m entrada ηteste ( h h * * vaporentrada exp ansaoisentropicaexastao A potência mecânica na seção de baixa pressão na trbina a vapor (UEE é calclada pela eqação: ((K4*K4 (K5*F45 - (K50*L8 - (K54*L4*(H88/00 Sendo: K4 Vazão do Vapor de Entrada na Baixa ressão K4 Entalpia do Vapor de Entrada K5 Bcha Compensação Ak F45 Entalpia da câmara da roda K50 Vazão do Vapor na Extração V-3 L8 Entalpia do vapor Isentrópico K54 Vazão do Vapor de Exastão L4 Entalpia do vapor de exastão isentrópico H88 Eficiência obtida pelo este

250 5 Figra A.III.5 - Aba otência Gerada A potência mecânica da trbina a vapor é calclada com a soma das potências das seções analisadas. mec( UEE altapressao pressaointermediaria A potência elétrica nos bornes do gerador é calclada pela eqação: ele mec ( UEE * η gerador O rendimento do gerador elétrico foi calclado como: baixapressao η eletricavmedidanogerador mec(uee A.7 - Aba Linhas de Expansão Nesta aba são mostradas graficamente as diferenças entre as linhas de expansão isentrópica e adiabática nas seções de alta, intermediária e baixa pressão, Figra A.III.6. De forma geral, na baixa pressão, a diferença entre as linhas de expansão é maior devido à maior complexidade de medidas nesta seção, ma vez qe, possíveis desvios da alta e média pressão afetem a eficiência na baixa pressão. Além disso, a extração V3, em virtde da grande variação dos parâmetros em fnção da carga (dados do Heatflow Diagram, dificlta a previsão com exatidão das correções, o qe mesmo após os ajstes feitos podem resltar em desvios.

251 6 Figra A.III.6 - Aba Linhas de Expansão A.8 - Aba Resltados Nesta aba são colocados os principais resltados obtidos, como: eficiência, potência e desvios das três seções estdadas, Figra A.III.7. Figra A.III.7 Aba Resltados

252 A.9 - Aba Gráficos 7 Nesta aba estão armazenados os dados do histórico das análises realizadas com a planilha, qe servirão para alimentar as abas específicas de cada gráfico, Figras A.III.8 a A.III.. Após o término dos cálclos, as principais grandezas e resltados são armazenados na aba Gráficos, de modo a alimentá-los e também, para consltas posteriores. A cada vez qe o sário clicar em Disparar Leitras, estes dados serão armazenados em linhas sbseqentes. Ainda, m printscreen da aba Gráficos, é salvo nma pasta correspondente à data da análise, sendo a nova planilha Excel criada, também renomeada com a respectiva data. Figra A.III.8 - Aba Eficiência Alta ressão Gráfico Figra A.III.9 Aba otência de Eixo da Alta ressão Gráfico

253 8 Figra A.III.0 Aba Eficiência da ressão Intermediária Gráfico Figra A.III. Aba Eficiência da Baixa ressão Gráfico