2. Modelagem de ciclo motor em regime permanente

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1 2. Modelagem de ilo motor em regime permanente Este apítulo ontém uma desrição dos proessos mais importantes e pertinentes à modelagem matemátia do sistema motriz da embaração. Alguns trabalhos sobre motores propulsores enontrados na literatura são analisados onomitantemente a esta desrição Cilo motor: modelagem lássia. O estudo do rendimento térmio deve ser iniiado a partir do exame do ilo motor ar ideal que mais se aproxime do ilo motor real turboalimentado, objeto do presente trabalho. Para tal, um exame do ilo onvenional de um motor diesel será empreendido para a dedução da fórmula do rendimento térmio. Após isso, um modelo de uma turbina a gás (ilo Brayton), será justaposto ao ilo motor prinipal para simular o turboalimentador, o que levará a um novo modelo para o rendimento térmio deste ilo ombinado. Aspetos relevantes do ilo real são expliados a partir da desrição do ilo teório Desrição do ilo motor a ar Motores de dois tempos de injeção direta, turboalimentados, utilizados na propulsão de navios, possui a onfiguração representada na Figura 1. O eixo de manivelas se enontra apoiado em manais fixos, e é diretamente aoplado ao eixo intermediário e ao eixo propulsor, e nesse último enontra-se montado o hélie. O motor pode ser divido na parte superior, onde se enontram o pistão, a amisa de ilindro, o abeçote do ilindro, o turbo ompressor, e as partes de alimentação e desarga de ar e gás de desarga, e na parte inferior onde se enontra o eixo de manivelas e o meanismo motriz do motor. Separando as duas partes, uma aixa de gaxetas, isto é, um onjunto de anéis montados onentriamente na haste do pistão, isola o ambiente do meanismo motriz, do ambiente da ombustão. Essa onfiguração permite que o motor opere om ombustíveis residuais, abasteidos om visosidade de até 700 st, sem haver

2 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 24 a ontaminação do ambiente do eixo de manivelas, uma vez que a aixa de gaxetas isola meâniamente os dois espaços, ao ontrário dos motores de quatro tempos, onde partíulas de ombustível semi oxidados, ou pirolizadas ontaminam o lubrifiante. Figura 1-Representação de um motor propulsor de dois tempos. A amisa de ilindro e os anéis de segmento são lubrifiados por um tipo de óleo om alalinidade entre 50 e 70 mgkoh/g, seleionado em função do teor de enxofre no ombustível, que garante a neutralização dos óxidos deste ontaminante. No lado esquerdo da Figura 1 está representado o alojamento do eixo de omando que aiona o atuador da válvula de desarga, e as bombas injetoras. A válvula de desarga, atuada hidráuliamente, possui sua haste dotada om um dispositivo que a gira em alguns graus, durante a passagem de gás de desarga,

3 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 25 que irá para o duto de desarga, para depois aionar a turbina do turbo ompressor. Após passar pelo turbo, o gás de desarga passa em um eonomizador, isto é, uma aldeira que aproveita a energia ainda presente no gás para gerar vapor e aqueer o óleo ombustível residual para a visosidade ompatível ao bombeamento nas bombas injetoras, entre 12 e 17 st, onforme a espeifiação dos motores. Nos pinos móveis do eixo de manivelas, manais de deslizamento hidrodinâmios suportam as bielas, que na sua parte superior têm montados os pinos e manais hidrostátios de ruzeta. A vante e a ré de ada ilindro, o pino de ruzeta possui sapatas que se apoiam em suportes ligados ao bloo do motor. Uma ligação artiulada, fornee óleo para a lubrifiação do pino de ruzeta e resfriamento do pistão. O resfriamento dos pistões é realizado om o óleo do arter do motor. O aumento de densidade do ar de alimentação é feito por um resfriador de ar de alimentação ou lavagem. Este resfriador é de fluxo ruzado, onde o ar passa por fora dos tubos aletados, e a água por dentro dos mesmos. Quando em urso desendente, antes do pistão desobrir as janelas de admissão de ar, loalizadas na parte inferior da amisa, a válvula de desarga é aberta pelo eixo de omando, fazendo o gás de desarga fluir por ela para o duto de desarga, e posteriormente, quando o ar de alimentação entra no ilindro o restante do gás ontinua a fluir pela válvula, que se mantem aberta até depois do pistão fehar as janelas de admissão. Este proesso é denominado lavagem. Quando a válvula de desarga é fehada, o ar omeça a ser omprimido dentro do ilindro, para que, quando próximo ao ponto morto superior (pms), o ombustível ser injetado para a realização da ombustão. O ilo teório que desreve om mais propriedade o ilo real de um motor diesel, está representado por um gráfio pv na Figura 2, onde o eixo das ordenadas india a pressão no interior do ilindro e o eixo das abissas representa o volume do mesmo, e uja modifiação é resultante da mudança de posição do pistão no interior do ilindro. O ilo teório é omposto da ompressão politrópia do ar pelo pistão, ao perorrer a linha a-, e da expansão politrópia sobre o pistão quando o mesmo se desloa sobre a linha z-b. Nos trehos -z e z -z uma fonte externa fornee alor para o fluido de trabalho, em um proesso isóoro e outro isobário, respetivamente. A energia térmia reebida provoa o aumento de pressão sobre o pistão, empurrando-o na direção do ponto b, transformando-a em trabalho. Após a exeução do trabalho

4 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 26 da pressão sobre o pistão, o alor restante do proesso flui para uma fonte fria no proesso isóoro b-a. Figura 2 Diagrama pv do ilo motor ar teório misto. A razão de ompressão do ilindro é definida omo a razão entre o volume total do ilindro e o volume ompreendido entre o pistão e o abeçote, V., quando o primeiro se enontra no ponto morto superior (pms). O volume total do ilindro, pode ser definido omo a soma do volume gerado pelo urso do pistão representado por V h e o volume mínimo V, Vh + V ε=. (2.1) V A razão de ompressão, alulada pela equação 2.1, parâmetro definido em Heywood (1988), é o inverso da taxa de ompressão, termo também utilizado omo espeifiação de motores. Pouo antes do pistão atingir o pms, uma fonte externa fornee alor ao fluido de trabalho. Parte desse alor (q 1 ) é forneido a volume onstante, fazendo a pressão atingir a pressão máxima do ilo (pressão de ombustão, em

5 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 27 um motor) P z e o restante do alor (q 1 ) é forneido à pressão onstante. A elevação da pressão a volume onstante é definido pelo aumento de pressão λ. Pz λ =. (2.2) P Na equação 2.2, P é a pressão de ompressão do ilo teório, (ponto na Figura1), que representaria a pressão na qual se enontra o ar no momento da ignição, ou elevação da pressão, e que pode ser estimada por: P ε γ P, a = (2.3) ou seja, a pressão de ompressão é o produto de uma onstante de origem geométria do motor (razão de ompressão), e a pressão de ar de alimentação do ilo (P a ). Para difereniar a pressão de ompressão do ilo teório (P ) e a pressão de ompressão do ilo real, essa última será representado por P p. A pressão de ombustão P z, manterá a mesma nomenlatura tanto para o ilo real omo para o ilo teório. Durante os testes de aeitação do motor, o fabriante oleta os dados de desempenho do motor enquanto o mesmo aiona um dinamômetro onde no qual a potênia do motor é modifiada onforme a araterístia de demanda do hélie. No Apêndie I, os dados de desempenho do motor de 17 MW do DPS Ataulfo Alves, são desritos na abela 1. Em operação, a tripulação do navio oleta semanalmente os dados de desempenho do motor propulsor, e a pressão de ompressão (P p ) e a pressão de ombustão (P z ) são medidas no diagrama pv, omo apresentado na Figura 3, traçado pelo aparelho indiador. Figura 3-Diagrama pv fehado e aberto de um motor real obtidos de um motor propulsor de dois tempos.

6 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 28 O estabeleimento de relações entre os parâmetros medidos durante os testes de aeitação, e sua omparação om os parâmetros operaionais orrespondentes, permite a elaboração de modelos para diagnostiar o estado de funionamento. Na Figura 4 são representados as formas do ilo fehado e aberto, na região da ombustão, om os pontos do ilo teório. Observa-se que os pontos, do ilo teório não podem ser medidos no diagrama real. O ponto, alulado pela equação 2.3 não pode ser enontrado no diagrama real, pois se refere à ompressão pura, isto é, a ompressão do ar no pms. A diferença entre a pressão de ombustão e a pressão de ompressão, P z - P p, determinada pelos pontos do diagrama, pode ser usada omo parâmetro para diagnostiar problemas om a regulagem do motor e, também, a integridade dos anéis de segmento. Para que a ignição oorra exatamente no ponto orreto, elevando a pressão no interior do ilindro até P z, a injeção do ombustível deverá oorrer antes do pistão atingir a posição. Há um tempo dispendido para pressurizar a rede de alta pressão existente entre a bomba injetora e o injetor, e todo um proesso físio químio, até que a ignição e a ombustão oorram. O lapso de tempo entre o momento que a injeção se iniia na bomba injetora e o iníio de elevação de pressão devido à ombustão no interior do ilindro é denominado avanço de injeção. Figura 4 Representação do ilo real fehado e aberto om os pontos signifiativos do ilo teório.

7 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 29 O estado de regulagem de um motor pode ser determinado a partir do avanço de injeção. Se a pressão no ponto z for menor do que o projeto preoniza, e a pressão de ompressão, P p, for maior do que o determinado no projeto, signifia que o motor enontra-se atrasado, isto é, a bomba injetora está iniiando sua injeção demasiadamente tarde. De modo inverso, se a pressão em z for mais elevada do que o projeto, e a pressão em menor, o motor está avançado. Quando a potênia produzida pelo motor aumenta, ou o motor aelera, tanto a pressão em, omo em z aumentam, mas a relação entre estes obedee ao desempenho em banada projeto se o motor estiver regulado. A diferença entre os dois parâmetros em um motor real pode ser verifiada na abela 1, do Apêndie I (Hyunday,1999). A mudança de volume ao longo da linha z z, que oorre à pressão onstante é denominada razão de expansão preliminar no proesso isobário da ombustão: Vz ρ =. (2.4) V A razão de expansão subsequente é definida pela razão entre os volumes z e b, quando o pistão perorre o urso desendente representado na Figura 1 pela linha expansão politrópia zb, Vb δ =. (2.5) V z As razões de expansão subsequente, de ompressão e de expansão preliminar são relaionadas por: Vb Vb V ε δ = = =. (2.6) V V V ρ z z O rendimento térmio é definido omo: q 2 η t = 1, (2.7) q1 onde (fazendo q 1 =q 1 +q 1 ), o alor edido ao fluido de trabalho é: q = ( ) + ( ), (2.8) 1 v z' p z z' e o alor rejeitado: q2 = v( b a). (2.9) Para obter a desrição para o rendimento térmio de um ilo motor a ar, deve-se expressar as temperaturas, de final de ompressão, z de pms, z de

8 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 30 iníio de expansão, e b, de final de expansão, que figuram nas eqs. 2.8 e 2.9, em termos da temperatura do ar na alimentação, a. Os proessos de ompressão e expansão respetivamente podem ser desritos pelas temperaturas nos pontos e b. Utilizando a hipótese de gás perfeito, e admitindo proesso politrópio, pode ser esrito que: e PV n = PV, (2.10) n a a PV PV =. (2.11) a a a Calulando a pressão no ponto a pela equação 2.10, e apliando na equação 2.11, obtém-se: n 1 Va n 1 P n = ( ) = ( ), (2.12) V P a a Em proessos adiabátios o expoente politrópio n deve ser substituído pela razão de alor espeífio γ. Neste aso a razão entre os volumes dos pontos a e, é a razão de ompressão, ou seja: V = = ε (2.13) a γ 1 γ 1 a( ) a, V V 1 ε = ( ) = = λρ( ). (2.14) z γ 1 γ 1 b z z γ 1 a Vb δ δ O proesso da ombustão é dividido em um proesso de volume onstante (z ) e outro à pressão onstante (z z), o que implia que : P = = λ = λε (2.15) z ' γ 1 z' a, P V z γ 1 z = z' = z' ρ = aλρε. (2.16) Vz ' Substituindo as eqs a 2.16 nas equação 2.7 e 2.8, e 2.9, obtém-se o rendimento térmio para um ilo motor a ar: 1 λρ 1 ηt = 1. 1 ( 1) γ γ 1 ε λ + γλ ρ (2.17) A área limitada entre o proesso de ompressão politrópia, o proesso da expansão e os dois proessos de aquisição e essão de alor determina o

9 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 31 trabalho exeutado no ilo (W y ). Uma pressão hipotétia que, pelo seu produto om o urso resulte na mesma área que o diagrama pv, é denominada de pressão média indiada (p i ). Esta é a pressão que seria exerida onstantemente sobre o pistão para produzir o trabalho definido pela diferença entre as urvas de ompressão e expansão, ou: p i = V max W y V min. (2.18) O atrito dos anéis de segmento, dos manais móveis, manais fixos e do manal de esora, absorve parte da potênia produzida nos ilindros. A razão entre a potênia obtida no eixo e a potênia medida no interior dos ilindros é definida omo rendimento meânio do motor (η m ). O produto entre o rendimento meânio e a pressão média indiada é a pressão média efetiva (p e ), parâmetro do projeto, seleção e análise dos motores: p =η p. (2.19) e m i Como o trabalho do ilo é orrespondente à área do diagrama fehado da Figura 3, e produto da pressão média indiada por uma onstante geométria, o urso do pistão (equação 2.18), a pressão de ombustão e a abertura das bombas injetoras são os prinipais parâmetros ligados ao desempenho da máquina, e ao rendimento térmio. Na definição do rendimento térmio, equação 2.17, a razão de pressão é a que exere mais influênia, seguida da razão de expansão. Isso signifia que ontrolar a razão de pressão, e a razão de expansão, é ontrolar o rendimento térmio da máquina. Mesmo om o avanço tenológio de sensores piezoelétrios resfriados, a monitoração ontínua da pressão de ombustão ainda não é possível devido aos ustos dos mesmos, isso faz om que a monitoração ontínua das pressões de ombustão não seja ainda uma medida pratiada na indústria. Como desrito aima, os pontos do ilo teório não são os mesmos pontos de um ilo real, posto que a pressão de ompressão, omo aquela que partiipa da equação 2.2 e 2.3, não pode ser medida diretamente em um ilo real. Isto faz om que o rendimento térmio, não possa ser determinado de modo analítio. O rendimento térmio deduzido a partir do ilo teório fornee subsídios, a modelos de diagnóstio, omo em Hountalas e Kouremenos (1999) e Barreto (2008), a partir do estabeleimento das relações entre a pressão de ombustão, pressão de ompressão e índie de bombas injetoras durante os testes de aeitação.

10 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 32 Em modelos de sistemas transientes, tais omo no trabalho de Kyrtatos et al. (2001), o índie das bombas injetoras FPI (que orresponde ao final de injeção ou ponto z) é multipliado por uma onstante, denominado ganho termodinâmio (C) para determinar o torque (ou o trabalho), durante o funionamento transitório, omo será visto no apítulo 3. Entretanto, esta aproximação só é válida para motores regulados, e utilizando um ombustível om urta demanda por tempo de ignição e ombustão. Caso ontrário, o regulador terá que abrir mais o FPI para manter a mesma rotação sob um dado torque, mas isso não resulta em aumento da potênia, mas aarreta um aumento do onsumo espeífio e da emissão de hidroarbonetos não queimados. Assim, se o rendimento térmio portanto for reduzido - por qualquer motivo - o ganho termodinâmio é menor do que aquele definido nos dados de desempenho do motor Cilo turbo alimentado A máxima potênia que um motor fornee é limitada pela quantidade de ombustível que pode ser efiientemente oxidada no interior dos ilindros, que por sua vez é limitada pela quantidade de ar que ali ingressa. Quanto maior a densidade do ar admitido, maior a potênia do motor. Assim, a utilização de um proesso de resfriamento do ar antes deste entrar no ilindro permite gerar mais potênia. Motores marítimos utilizam a ténia de turboalimentação, isto é, a energia disponível nos gases de desarga é usada para aionar uma turbina que se enontra instalada no mesmo eixo de um ompressor entrífugo. A energia disponível ideal é aquela forneida pelo proesso de blowdown, isto é, admissão na turbina instalada imediatamente após a válvula de desarga reebendo os gases do interior do ilindro após a abertura da válvula. No momento de abertura da válvula de desarga do motor de 17 MW do DPS Ataulfo Alves, por exemplo, a pressão no interior do ilindro é de pouo mais de 10 bar, e a pressão na entrada do turbo é de 3 bar omo mostrado por Chang Su et al. (2001). A desarga dos gases dos ilindros é feita para um tubulão, onde as pulsações da pressão são amorteidas. Esse tipo de arranjo aumenta o tempo de resposta do turbo, mas a o turbo apresenta maior rendimento do que no aso das turbinas aionada por impulso (Zinner, 1978).

11 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 33 O ilo motor teório dotado de um sistema de turbo alimentação à pressão onstante está representado na Figura 5. O fluido de trabalho perde pressão durante um proesso isóoro b-s, que orresponde a abertura da válvula de desarga, para ser admitido no proesso isobário s-g. Este treho representa o tubulão de desarga, e a expansão no turbo é representada pelo treho g-bk. No treho f-l o meio de trabalho perde o alor à pressão onstante, na desarga para a atmosfera, de onde o ar é omprimido, no ompressor entrífugo, no proesso adiabátio bk-a, para então ser admitido no ilindro. Figura 5 Cilo misto om turboalimentador à pressão onstante. O proesso adiabátio a-s pode ser desrito usando ε omp, a razão de ompressão no ompressor do turbo, e pela apliação da equação 2.14: V = = (2.20) a γ 1 γ 1 s a( ) aε omp. Vs O rendimento térmio de uma turbina a gás simples, é representada pelo rendimento do ilo aberto de Brayton, s-g-bk-a (Van Wylen, 2003): a η tom = 1, (2.21) s

12 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 34 Substituindo-se nesta expressão a equação 2.20: η tom 1 = 1. (2.22) ε γ 1 omp Apliando a definição de rendimento térmio (equação 2.7), ao ilo Brayton em análise (Figura 2),: q η tom = 1, (2.23) q 2 ' 2 e apliando a equação 2.22, obtém-se: q 1 = q ( 1 η ) = q. (2.24) γ ' ' 2 2 tom 2 1 εomp A equação 2,17 pode ser esrita para o ilo turboalimentado de outra forma, uma vez que (Figura 2): γ ' 1 λρ 1 q2 = q1(1 ηt ) = q1. γ 1 ε λ 1 + γλ ( ρ 1) Substituindo q 2, na equação 2.24 obtém-se: q q λρ 1 =. ε ε λ 1 γλ ( ρ 1) γ γ 1 γ 1 omp + Utilizando a definição da equação 2.7, é possível esrever: (2.25) (2.26) 1 λρ 1 ηt = 1, ε ε λ 1 γλ ( ρ 1) γ γ 1 γ 1 omp + (2.27) que onstitui a definição do rendimento térmio de um motor em ilo ar, turboalimentado à pressão onstante. A razão de ompressão original do ilo, enontra-se agora multipliada pela razão de pressão do ompressor urboalimentador Conforme Heywood (1989), Zinner(1978) e Hendriks (1989), a potênia do ompressor e da turbina de um turboalimentador em funionamento estável, isto é, quando a potênia neessária ao ompressor igual à potênia produzida pela turbina, é deduzida a partir da equação: γ 1 g 1 a γ Ps γ 1 P a a γ g a a pa = m g g pg ηtur Pa ηomp Pg m [( ) 1] [1 ( ) ]. (2.28) Em um motor real, é neessário que a pressão de entrada no turbo seja menor do que a pressão do ar na entrada do ilindro, para que se realize o

13 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 35 proesso de lavagem. Desse modo a pressão de entrada da turbina P g, na Figura 5, não é idêntia a P s. A turbina a gás real difere do ilo ideal devido, também, às irreversibilidades no ompressor e na turbina, as quais são oriundas das perdas de arga nos anéis expansores da turbina e nos difusores e filtros de aspiração. As equações de efiiênia isentrópia para a turbina (η tur ) e ompressor (η omp ) são o resultado da apliação da razão entre a diferença de entalpia real e a diferença de entalpia isentrópia, Zinner(1978), Kim (1993), Kan(1987) e Van Wylen (2003). Para a turbina, a relação poderá ser determinada pela razão trabalho real/trabalho isentrópio 1 h h g bk g bk g bk g bk g ηtur = = = = = γ 1 γ 1 hg hbks g bks bks (1 ) pbk pbk g γ γ g (1 ( ) ) 1 ( ) g pg pg bk. (2.29) No desenvolvimento aima as diferenças das entalpias são substituidas pelas diferenças de temperatura, g temperatura do gás de entrada no turbo e bk temperatura de saída, h bks e bks são usados para a entalpia e a temperatura alulada om a hipótese isentrópia (gás perfeito e C p onstante), respetivamente: No denominador a razão de temperaturas foi substituida pela razão de pressão entre a saída do turbo (p bk ), e a entrada (p g ). A razão entre a diferença de entalpia isentrópia e a diferença de entalpia real é definida omo a efiiênia isentrópia do ompressor: η omp = 2s 2 a. (2.30) a η omp = γ 1 P2 γ ( ) 1 Pa 2 a. 1 (2.31) Na equação 2.31, a,p a é a temperatura e pressão ambiente, e 2,P 2 representam a temperatura, e pressão na saída do ompressor (antes do resfriador de ar de lavagem), o índie 2s é usado para a temperatura isentrópia.

14 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 36 O numerador teve a razão de temperaturas substituída pela razão de pressão entre a saída do ompressor e a atmosféria. As equações de 2.28 a 2.31 serão utilizadas no modelo termodinâmio quase estátio a ser desenvolvido Relação entre motor e hélie do navio. Para um funionamento ompatível om as neessidades de propulsão do navio, o motor deve forneer potênia sufiiente ao hélie, garantindo que o mesmo produza uma força de empuxo e o navio desempenhe a veloidade requerida. Para isso é neessário vener a resistênia do aso, isto é a força que trabalha ontra a potêia de propulsão. A resistênia, R, para navios na faixa de baixas veloidades varia om o quadrado da veloidade do navio, (U), (MAN Diesel, 2006), (U), isto é: R = U (2.32) 2 1, onde 1 é uma onstante relativa à resistênia ao avanço da embaração. A potênia neessária kw e é proporional ao ubo da veloidade da embaração: kw = RU = U (2.33) e 3 1, para um navio equipado om um hélie de passo fixo, a veloidade do navio é proporional ao ubo da taxa de rotação, N e, kw e = N (2.34) 3 2 e, que é onheida omo lei do hélie: Medições apresentadas em Carlton, (2006) mostram que a relação estabeleida na equação 2.34, pode ser utilizada para elaboração de modelos de valor médio omo Xiros (2002), para motores de navios de orpo paralelo, omo os petroleiros Diagrama de Carga De maneira a definir a potênia neessária a movimentação de um navio arregado a uma dada veloidade, a relação entre aso, hélie e motor propulsor deve ser estabeleida. Devido à inapaidade em se estabeleer o tipo de mar que um navio e, por onseguinte, o motor propulsor irá atuar, oefiientes de segurança (denominados aqui margens de mar e motor) são estabeleidos

15 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 37 durante o proesso de seleção. A partir da potênia definida do motor, é elaborada a seleção do turbo ompressor e das onstantes do regulador de veloidade. Estes dados são neessários ao entendimento dos modelos transiente a serem apresentados nos apítulos seguintes. A potênia efetiva, kw e,, do motor diesel é proporional à pressão média efetiva, p e, e a rotação do motor N e, z kwe = Vh pene, (2.35) 2π onde V h, é o volume gerado pelo desloamento do pistão entre ponto morto inferior e ponto morto superior (Figura 2) e z é o número de ilindros (MAN Diesel, 2006). O diagrama mostrado na Figura 6 reune as informações sobre omo a pressão média, a rotação e a potênia efetiva do motor reagem às resistênias externas do aso e do hélie. Este diagrama (esalas logarítmias) apresenta urvas orrelaionando estes parâmetros de potênia gerada e potênia neessária à operação da embaração. A área de atuação do motor é desrita em termos de potênia e rotação, limitado por duas linhas de pressão média efetiva, L 1 -L 3 e L 2 -L 4, e por duas linhas vertiais limitantes da veloidade do motor L 1 -L 2 e L 3 -L 4. O ponto L 1, refere-se à demanda máxima de potênia que a onfiguração de um motor pode forneer. A urva 6 representa a urva do hélie om o aso perfeitamente limpo e em mar almo. A urva 2 representa o hélie om inrustações, e o aso sujo, também om inrustações. Assim, para manter a mesma rotação, a demanda de potênia na urva 2 será maior do que na urva 6. O ponto de projeto ótimo do motor é o ponto O (Operation Design). A partir dele, a margem de mar é apliada para a determinação do ponto S (Servie Power) e, depois, a margem do motor, é apliada sobre a urva do hélie pesado, para a determinação do ponto M (Maximum Power). A margem de mar é usualmente alulada onforme o tipo de navegação que o navio irá empreender, mas, normalmente, é de 10% da potênia representada pelo ponto M, o que representa o tipo de mar que o navio poderá navegar sem alterar a rotação. A margem do motor é definida omo a distânia que separa o ponto ótimo seleionado da potênia máxima do motor a ser seleionado, ponto M. Do ponto M, um afastamento de 3.3 % é apliado, sobre uma urva paralela à urva de p e, (L 1 -L 3 ), na Figura 6, a urva 5. Do limite de 3.3% sobre a urva 5, uma urva de torque limite, a urva 4, é traçada.

16 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 38 Para a direita da representação de rotação do ponto M, a tolerânia de 5%, determina a rotação máxima do motor a ser seleionado. A urva 7 é o limite de potênia máxima para a onfiguração do motor pretendida para movimentar o navio arregado na veloidade desejada. O rendimento isentrópio máximo do ompressor do turbo alimentador deve oorrer no ponto O, onde o onsumo espeífio é mínimo. Potênia Curva de operação do motor funionamento om aso sujo Rpm motor do Figura 6 Mapa de demanda de potênia, aso, hélie e motor para um determinado navio. O motor do DPS Ataulfo Alves por exemplo, opera na projeto 6 S 70 MC, onde 6 é o número de ilindros, 70 o diâmetro do ilindro em entímetros e 2674 mm de urso. A linha vertial L 3 L 4 deste motor, é de 68 rpm, e a linha vertial L 1 L 2 é de 91 rpm. O ponto L 1 orresponde a 18,630 MW, e o ponto L 3 a 11,650 MW, a urva de pressão média efetiva (p e ), que liga estes dois pontos limitada por 19,0 e 19,3 bar. O ponto L 2 orresponde à uma potênia de 11,910 MW, e o ponto L4, 8,940 MW, a urva de P e, que os liga, vai de 12,2 a 12,4 bar.

17 MODELAGEM DE CICLO MOOR EM REGIME PERMANENE 39 Espeífiamente, o navio Ataulfo Alves om o aso e o hélie que foi projetado, possui o seu ponto O, de 83 rpm, e 15,360 MW, e 18 bar de P e e, para tal potênia e rotação, o turbo e os injetores são ajustados.