Capítulo 1 - Programa de de Pós-Graduação em Engenharia ...

À Aline, Giovanna, meus pais e irmãos.

AGRADECIMENTOS
Primeiramente, agradeço a Deus por dar-me forças nos momentos mais difíceis no
desenvolvimento dessa dissertação.
Em especial à Aline e à Giovanna pelo incentivo e pelas vezes em que fui ausente.
À minha mãe e à minha irmã Vera, pela ajuda e dedicação.
À professora Elizabeth Marques, mais que uma perfeita orientadora, uma grande amiga.
Ao professor Luís pela colaboração e informações valiosas sobre análise econômica.
Ao professor Alexandre Marcial, pelos esclarecimentos e conselhos.
À Fundação Hospitalar de Minas Gerais (Fhemig), nas pessoas de Júlio, Rubens, Paola
e Paulino, por proporcionarem meios sem os quais este trabalho não teria sido realizado.
À Gasmig, na pessoa do Eng. Décio, pelas informações de extrema importância.
À Bosch Rexroth pela ajuda no financiamento deste trabalho.
Ao Carlos Renato, pela amizade e disposição em cooperar.
Aos colegas de trabalho e do Green pela colaboração e apoio.

RESUMO
A trigeração consiste na geração simultânea de energia elétrica, vapor e água gelada obtidos
a partir de um mesmo combustível ao utilizar uma fonte geradora de potência, uma caldeira
de recuperação de calor e um chiller de absorção, respectivamente. Neste trabalho foi
desenvolvida uma metodologia para avaliação do desempenho de sistemas de trigeração
aplicada ao setor terciário da economia, baseando-se nos conceitos da conservação e
disponibilidade de energia. O desenvolvimento de um programa computacional no
ambiente EES – Engineering Equation Solver automatiza o diagnóstico deste sistema
analisando os equipamentos em separado bem como os ciclos completos. Os resultados da
simulação técnica apresentaram uma eficiência energética de 77,5% e exergética de 36,9 %.
Este estudo foi submetido a uma análise econômica em diferentes cenários para verificação
do tempo de retorno do investimento. O cenário mais adequado, que nesta simulação
apresentou um tempo de retorno de aproximadamente 8 anos, foi caracterizado pela
redução de 50 % sobre o valor da tarifa do gás natural praticada pelas concessionárias no
setor industrial.
i

ABSTRACT
Trigeneration means simultaneous generation of electricity, steam and chilled water from
the same fuel by means of a prime mover, a waste heat boiler recovery and an absorption
chiller, respectively. For this study a methodology to evaluate trigeneration systems
performance was developed, applied to the third sector of economy, based on the concepts
of energy conservation and availability. The development of a computer program in the
EES - Engineering Equation Solver environment automates the diagnostic of this system
analyzing the equipments separately, as well as the complete cycles. The results of the
technical simulation were submitted to economics analysis, in order to verify investment
payback in different settings. The most appropriated setting, which in this simulation
showed an approximately 8 years investment payback, was characterized by the reduction
of 50% in the natural gas rates applied for the retailers to the industrial sector.
ii

SUMÁRIO
RELAÇÃO DE FIGURAS vi
RELAÇÃO DE TABELAS viii
NOMENCLATURA x
Capítulo 1 – INTRODUÇÃO
1.1 Motivação 1
1.2 Objetivos 1
1.3 Cogeração e trigeração 2
1.4 Estado da arte – Revisão Bibliográfica 4
1.5 Escopo do trabalho 10
1.6 Relevância do tema 11
Capítulo 2 – FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
2.1 Gás natural 12
2.2 Método da disponibilidade e conversão da energia 13
2.3 Equipamentos e ciclos termodinâmicos típicos para cogeração e trigeração 19
2.3.1 Turbina a gás 19
2.3.2 Motor a gás 25
2.3.3 Caldeira de recuperação de calor sensível 28
2.3.4 Refrigeração por absorção 30
iii

2.4 Análise Econômica 35
Capítulo 3 – METODOLOGIA DE TRABALHO
3.1 Aspectos gerais da metodologia 38
3.2 Equipamentos térmicos básicos aplicados a sistemas de trigeração 39
3.2.1 Equipamento de força motriz 39
3.2.2 Caldeira de recuperação de calor sensível 40
3.2.3 Chiller de absorção 40
3.3 Critério de avaliação do desempenho para sistemas energéticos 40
3.4 Estudo econômico para sistemas energéticos 45
Capítulo 4 – ROTINA COMPUTACIONAL PARA AVALIAÇÃO DOS
DESEMPENHOS ENERGÉTICO E EXERGÉTICO
4.1 Fluxograma de seleção dos equipamentos da trigeração 48
4.2 Fluxograma da sub-rotina de avaliação do desempenho do sistema de
trigeração pela Primeira Lei da Termodinâmica 49
4.3 Fluxograma da sub-rotina de avaliação do desempenho do sistema de
Trigeração pela Segunda Lei da Termodinâmica 50
Capítulo 5 – ESTUDO DE CASO APLICADO AO HOSPITAL
JOÃO XXIII E ANÁLISE DOS RESULTADOS
5.1 Configuração atual do Hospital João XXIII 52
5.2 Apresentação da configuração proposta 58
5.2.1 Apresentação dos resultados obtidos a partir da Primeira Lei
da Termodinâmica 60
iv

5.2.2 Apresentação dos resultados obtidos a partir da Segunda Lei
da Termodinâmica 62
5.3 Análise de sensibilidade 64
Capítulo 6 – CONCLUSÕES E CONSIDERAÇÕES FINAIS 72
Capítulo 7 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
Bibliografia citada 74
Bibliografia complementar 76
Referências eletrônicas 77
APÊNDICES
Apêndice A Banco de dados das turbinas a gás 79
Apêndice B Banco de dados dos chillers de absorção 82
Apêndice C Cálculo das eficiências dos equipamentos existentes no
Hospital João XXIII 84
ANEXOS
Anexo 1 Programa computacional TrigeraTG 86
v

Capítulo 1 – INTRODUÇÃO
RELAÇÃO DE FIGURAS
Figura 1.1 – Esquema típico de trigeração 3
Figura 1.2 – Conversão da energia 3
Figura 1.3 – Evolução da cogeração em países da Europa 1999-2010 5
Capítulo 2 – FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Figura 2.1 – Trabalho reversível 14
Figura 2.2 – Ciclo-padrão de ar Brayton para turbina a gás 20
Figura 2.3 – Turbina a gás que opera segundo um ciclo Brayton 21
Figura 2.4 – Trigeração com turbina a gás 24
Figura 2.5 – Balanço térmico de um motor a gás 25
Figura 2.6 – Ciclo-padrão ar Diesel 26
Figura 2.7 – Trigeração com motor a gás 28
Figura 2.8 – Esquema básico de uma caldeira de recuperação 29
Figura 2.9 – Diagrama temperatura x calor transferido 29
Figura 2.10 – Ciclo básico de refrigeração por absorção 31
Figura 2.11 – Representação do ciclo de Carnot para refrigeração por absorção 32
vi

Capítulo 3 – METODOLOGIA DE TRABALHO
Figura 3.1 – Esquema típico de um sistema de trigeração 41
Capítulo 4 – ROTINA COMPUTACIONAL PARA AVALIAÇÃO DO
DESEMPENHO ENERGÉTICO E EXERGÉTICO
Figura 4.1 – Fluxograma de seleção dos equipamentos de trigeração 48
Figura 4.2 – Fluxograma de avaliação de desempenho pela Primeira Lei 49
Figura 4.3 – Fluxograma de avaliação de desempenho pela Segunda Lei 51
Capítulo 5 – ESTUDO DE CASO APLICADO AO HOSPITAL JOÃO XXIII
E ANÁLISE DOS RESULTADOS
Figura 5.1 – Caldeira flamotubular do Hospital João XXIII 55
Figura 5.2 – Chiller de compressão Hitachi 57
Figura 5.3 – Esquema do sistema de trigeração com parâmetros da Primeira Lei 60
Figura 5.4 – Esquema do sistema de trigeração com parâmetros da Segunda Lei 62
Figura 5.5 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 1 68
Figura 5.6 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 2 69
Figura 5.7 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 3 70
Figura 5.8 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 4 70
Figura 5.9 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 5 71
vii

Capítulo 1 – INTRODUÇÃO
RELAÇÃO DE TABELAS
Tabela 1.1- Alguns sistemas de cogeração e trigeração instalados em indústrias
no Brasil 7
Capítulo 2 – FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Tabela 2.1 – Comparação entre os pares de trabalho 34
Tabela 2.2 – Comparação entre chillers de absorção de simples e duplo efeito 35
Capítulo 5 – ESTUDO DE CASO APLICADO AO HOSPITAL JOÃO XXIII
E ANÁLISE DOS RESULTADOS
Tabela 5.1 – Caracterização energética dos centros de consumo do
Hospital João XXIII 53
Tabela 5.2 – Consumo de energia mensal durante o ano 2004 54
Tabela 5.3 – Distribuição do consumo de vapor 56
Tabela 5.4 – Resultados das eficiências calculadas 58
Tabela 5.5 – Resultados dos cálculos para o ciclo da turbina a gás pela Primeira Lei 60
Tabela 5.6 – Resultados dos cálculos para a caldeira de recuperação pela Primeira Lei 61
Tabela 5.7 – Resultados para os cálculos do chiller de absorção pela Primeira Lei 61
Tabela 5.8 – Parâmetros de desempenho pela Primeira Lei 62
Tabela 5.9 – Resultados para os cálculos do ciclo da turbina a gás pela Segunda Lei 63
Tabela 5.10 – Resultados para os cálculos da caldeira de recuperação pela Segunda Lei 63
viii

Tabela 5.11 – Resultados para os cálculos para o chiller de absorção pela Segunda Lei 63
Tabela 5.12 – Parâmetros de desempenho pela Segunda Lei 63
Tabela 5.13 – Custos operacionais atuais 64
Tabela 5.14 – Custo do investimento para o sistema proposto 66
Tabela 5.15 – Custo de investimento em equipamentos para trigeração 66
Tabela 5.16 – Custos operacionais do sistema proposto 67
Apêndice A BANCO DE DADOS DAS TURBINAS A GÁS
Tabela A.1 - Dados técnicos e econômicos das turbinas a gás 79
Apêndice B BANCO DE DADOS DOS CHILLERS DE ABSORÇÃO
Tabela B.1 – Dados técnicos dos chillers de absorção 82
ix

Variáveis
A disponibilidade [kW]
NOMENCLATURA
Abomba disponibilidade associada ao trabalho realizado pela bomba de solução do
chiller de absorção [kW]
Acc transferência de disponibilidade de calor na câmara de combustão da turbina
a gás [kW]
Aequip disponibilidade associada ao trabalho realizado pelos equipamentos
auxiliares do chiller de absorção [kW]
A f disponibilidade de fluxo [kW]
Afrio disponibilidade da água gelada produzida pelo chiller [kW]
Agas disponibilidade do gás produzido em uma caldeira de recuperação [kW]
Aq disponibilidade da transferência de calor [kW]
A vapchiller disponibilidade do vapor de alimentação do chiller [kW]
Avapor disponibilidade total de vapor produzido pela caldeira de recuperação [kW]
A vapprocesso
disponibilidade do vapor destinado ao processo [kW]
Aw disponibilidade da transferência de trabalho [kW]
AUF fator de utilização da disponibilidade [Adimensional]
a f disponibilidade específica de fluxo [kJ/kg]
x

aq disponibilidade da transferência de calor [ kJ/kg]
a w disponibilidade da transferência de trabalho [kJ/kg]
COP coeficiente de desempenho [Adimensional]
c p calor específico à pressão constante [kJ/kg K]
E evento de pagamento [R$]
EUF fator de utilização da energia [Adimensional]
F energia do combustível [kW]
FASR taxa de economia da disponibilidade de combustível [Adimensional]
FESR taxa de economia da energia de combustível [Adimensional]
h entalpia específica [kJ/kg]
I irreversibilidade [kW]
i taxa de juros mensal [%]
k razão entre os calores específicos a pressão e volume constantes
[Adimensional]
k 1
razão entre a temperatura dos gases na entrada na turbina e a temperatura do
ar na entrada do compressor em uma turbina a gás [Adimensional]
.
m vazão mássica [kg/s]
m .
m .
gas
vapor
vazão mássica do gás produzido pelo equipamento de força motriz [kg/s]
vazão mássica de vapor produzido pela caldeira de recuperação [kg/s]
n número de meses
r p
razão entre os volumes durante a expansão isobárica no motor a gás
[Adimensional]
xi

v
razão de compressão [Adimensional]
s entropia específica [kJ/kg K]
p pressão [kPa]
PCI poder calorífico inferior [kJ/kg]
pinch pinch Point [ºC]
PV Valor presente [R$]
.
Q taxa de transferência de calor [kW]
.
frio
Q taxa de transferência de calor recebida pela água gelada [kW]
T temperatura [K]
V volume [m 3 ]
v volume específico [m 3 /kg]
V .
f
volume de combustível admitido no sistema [Nm 3 /s]
z nível de referência [m]
W potência [kW]
w trabalho [kJ]
Letras Gregas
α razão entre as potências térmica em forma de calor e trabalho
[Adimensional]
β razão entre as disponibilidades de calor e trabalho [Adimensional]
∆Af
economia de disponibilidade [Adimensional]
xii

∆Agas
variação da disponibilidade cedida pelo gás na caldeira [kW]
∆F economia de combustível [Adimensional]
δ W mudança de trabalho realizado devido ao movimento de fronteira [kJ]
δ aq
mudança de disponibilidade de calor [kJ/kg]
δ q perda de calor pelo sistema [kJ/kg]
ε eficiência térmica pela Segunda Lei [%]
η eficiência térmica pela Primeira Lei [%]
κ razão entre as potência térmica em forma de frio e trabalho [Adimensional]
ρ p razão de temperatura isoentrópica no compressor da turbina a gás
[Adimensional]
σ razão entre as disponibilidades de frio e trabalho [Adimensional]
.
σ taxa de produção de entropia causada por irreversibilidade [kW]
Subscritos
0 condições ambientes
a chiller de absorção
c sistema convencional de produção energética
cc câmara de combustão
cald caldeira de recuperação de calor sensível
cg cogeração
xiii

disp disponível
e entrada em um volume de controle
eco economizador
ev evaporador do chiller de absorção
f Volume de controle
g gerador do chiller de absorção
h fonte a alta temperatura
liq líquido
mg motor a gás
tg turbina a gás
trig trigeração
rev reversível
s saída de um volume de controle
Siglas
BNDES Banco Nacional de Desenvolvimento Econômico e Social
CICE Comissão Interna de Conservação de Energia
CEMIG Companhia Energética de Minas Gerais
CHP Combined Heat and Power (Geração de calor e potência combinada)
EES Engineering Equation Solver
GASMIG Companhia de Gás de Minas Gerais
TJLP Taxa de Juros a Longo Prazo
xiv

1.1 Motivação
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
A necessidade da melhoria da infra-estrutura energética é um fator preponderante para o
desenvolvimento econômico do país. A viabilidade econômica promovida pela
cogeração e trigeração foi fundamental para o surgimento de empresas especializadas
neste segmento tecnológico. Como exemplo pode-se citar a Cogen-SP, em São Paulo, a
Cogerar no Rio de Janeiro e a Efficientia, em Minas Gerais.
Além do fator econômico, é notória a necessidade de reduzir a degradação ambiental
nas transformações energéticas. Daí, a importância do gás natural, que é um
combustível abundante mundialmente e com características tais que o qualifica como
insumo de reduzido nível de poluição após a queima.
No Brasil, cuja geração de energia elétrica é centralizada e de origem hidráulica, a atual
participação da cogeração com gás natural na matriz energética é bastante discreta e
restrita aos Estados do Rio de Janeiro e São Paulo.
1.2 Objetivos
O presente trabalho propõe o desenvolvimento de uma metodologia de avaliação do
desempenho energético e exergético de sistemas de trigeração através de um programa
computacional desenvolvido no ambiente do EES – Engineering Equation Solver.
Definida a configuração dos componentes e equipamentos é feita uma análise
econômica para verificação da viabilidade do mesmo.
1

Capítulo 1 – Introdução 2
Os objetivos específicos deste trabalho são:
• Identificar os equipamentos térmicos básicos aplicados à trigeração e elaborar
sua respectiva base de dados para a simulação computacional;
• Desenvolver as equações de eficiência térmica pela Primeira e Segunda Leis da
Termodinâmica para os equipamentos em separado e para o ciclo
correspondente;
• Desenvolver as rotinas de programação da metodologia proposta;
• Desenvolver e implementar rotinas automatizadas de análise econômica com
base no modelo do Valor Presente Líquido;
• Aplicar a metodologia proposta em um estudo de caso do setor terciário para sua
validação.
1.3 Cogeração e Trigeração
Os sistemas de trigeração são aqueles que produzem, a partir de um mesmo
combustível, as energias elétrica e térmica, esta última subdividida em calor e frio. Um
sistema de trigeração é um ciclo de cogeração que produz eletricidade e vapor,
associado a um ou mais chillers de absorção e, ao compará-lo aos sistemas
convencionais de geração de energia, apresentam maiores eficiências globais e uma
significativa redução nos impactos ambientais.
A Figura 1.1 representa um esquema típico de trigeração, onde a potência mecânica
gerada pela turbina ou motor a gás é usada no acionamento de alternadores para
produção de eletricidade. Os gases de exaustão desta fonte motriz são utilizados para
trocar calor em uma caldeira de recuperação, produzindo vapor ou água a alta
temperatura. Uma parte deste insumo é utilizada no processo, a outra parte é enviada ao
gerador do chiller de absorção, para produção de água gelada.
Também é considerada como trigeração a produção de potência elétrica, vapor e água a
alta temperatura durante o inverno e água gelada durante o verão, em países onde as
estações climáticas são bem definidas.

Capítulo 1 – Introdução 3
Combustível
Turbina
Motor a gás
Figura 1.1 – Esquema típico de trigeração
A Figura 1.2 representa o fluxo da conversão da energia em um ciclo de trigeração.
Combustível
100 %
Eletricidade
Vantagens da cogeração e da trigeração
~
Vapor ou água
a alta temperatura
Caldeira de
recuperação
Trigeração
Figura 1.2 – Conversão da energia
Adaptado de TRIGEMED (2004)
30 %
Energia
térmica 55 %
Chiller de
absorção
Perdas de calor
Água
gelada
Energia elétrica
Refrigeração
O potencial para plantas de cogeração e de trigeração no mundo tem aumentado nos
últimos anos devido ao crescimento econômico, aumento da demanda energética,
aumento da atividade de produção de gás natural e devido às preocupações ambientais.
As técnicas para aplicação da cogeração e da trigeração vêm sendo difundidas em
função das vantagens que estas oferecem, por exemplo:
• A implementação de um sistema de cogeração pode reduzir em
aproximadamente 25% o consumo de combustível comparado à produção da
13 %
2 %
Perdas em linha

Capítulo 1 – Introdução 4
mesma potência em sistemas individuais. Tais sistemas são chamados de
sistemas convencionais de geração de energia;
• Há uma redução similar da poluição atmosférica, devido à melhor utilização do
potencial térmico do gás natural ou gases residuais de processos industriais. As
emissões de SO2, comuns quando se utiliza combustíveis derivados do petróleo,
são reduzidas a zero;
• Tempo de instalação e início de operação relativamente curto;
• Favorece a produção descentralizada de energia, reduzindo a necessidade de
instalação de grandes centrais termelétricas ou de usinas hidrelétricas.
A cogeração e a trigeração na Europa
A Figura 1.3 representa a tendência evolutiva da cogeração em países europeus para os
anos de 1999 a 2010, onde pode ser observado que países como a Dinamarca, Finlândia
e Holanda têm grande parte de sua energia elétrica gerada através da cogeração.
Estes sistemas de produção energética apresentam enorme potencial de aplicação nas
indústrias e instalações do setor terciário, devido à demanda contínua e em quantidades
consideráveis dos insumos energéticos gerados e, usualmente, em situações em que o
número de horas anuais de operação seja superior a 4.000 (Trigemed, 2004).
1.4 Estado da Arte – Revisão Bibliográfica
Para automatizar o crescimento da cogeração estão sendo disponibilizados pelos
fabricantes equipamentos simples e integrados que produzem eletricidade e energia
térmica, dentre eles se destaca o chamado CHP (Combined Heat and Power). Os
equipamentos CHP são constituídos por uma turbina ou motor a gás e uma caldeira de
recuperação. Os gases gerados pela combustão na fonte motriz têm seu potencial
térmico recuperado na caldeira gerando vapor ou água a alta temperatura.
Elliott e Spurr (1999) apresentaram estudo citando que a eficiência de um equipamento
CHP é obtida através da contribuição das eficiências individuais dos equipamentos. A
eficiência global pode ultrapassar 80%, quando a produção térmica é superior à
produção elétrica.

Capítulo 1 – Introdução 5
Green (1999) relatou que os países da União Européia e os Estados Unidos
estabeleceram o objetivo de ampliar a capacidade de geração de eletricidade através de
CHP de 9% para 18% até 2010.
Média- Europa
Áustria
Bélgica
Dinamarca
Finlândia
França
Alemanha
Grécia
Irlanda
Itália
Holanda
Portugal
Espanha
Suécia
Inglaterra
Evolução da Cogeração em Países da Europa 1999 - 2010
0 10 20 30 40 50 60
Meta Evolução Atual
Figura 1.3 – Evolução da cogeração em países da Europa 1999-2010
Fonte: Adaptado de COGEN-SP (2004)
Elliott e Spurr (1999) dividiram o mercado de cogeração e trigeração nas seguintes
categorias:
• Sistemas de energia distrital;
• Plantas industriais;
• Sistemas terciários e residenciais de pequena escala.
Colonna e Gabrielli (2002) desenvolveram um estudo de análise e comparação da
recuperação de calor através de um programa computacional em vários níveis de
temperatura para uma planta de trigeração. Este estudo demonstrou que a instalação de

Capítulo 1 – Introdução 6
conjuntos de motores de combustão interna apresenta maiores vantagens para as
condições pré-definidas. Neste caso, a manutenção dos motores pode ser programada
sem que haja uma interrupção na operação da planta e mesmo que a planta opere em
carga parcial, a eficiência global praticamente não é alterada.
Cogeração e trigeração em sistemas de energia distrital
O fornecimento de eletricidade, vapor ou água a alta temperatura visando o atendimento
da demanda residencial e comercial em distritos regionais através da utilização de
equipamentos CHP é comumente encontrado na Europa, Estados Unidos e Canadá.
Devido à redução da demanda de energia térmica durante o verão, os sistemas de
geração distrital apresentavam baixo fator de utilização de potencial energético. O
aproveitamento deste potencial térmico ocorreu com o acoplamento de chillers de
absorção para a produção de água gelada para fins de climatização, por exemplo.
Silva (1994) elaborou uma avaliação da performance pelas Primeira e Segunda Leis da
Termodinâmica de um sistema de refrigeração por absorção de amônia para produção
de gelo apresentando um COP de 0,36 e uma eficiência exergética de 10%, sendo as
maiores irreversibilidades ocasionadas pelo gerador, 28,8 %, trocador de calor, 22,5% e
absorvedor com 12,2%.
Segundo White e Knowles (1999), a eficiência de um equipamento CHP no inverno é
de 75% e no verão, 45%.
A adaptação do chiller ao sistema de cogeração distrital é relativamente simples, mas é
necessário utilizar um aditivo ao fluido de refrigeração Água-Brometo de Lítio. Isto
ocorre porque a temperatura da água requerida pelo chiller é de 120ºC e, normalmente,
estes sistemas disponibilizam água entre 70 e 90ºC.
Rantil (1999) estudou um sistema de refrigeração por absorção que trabalha com o
aproveitamento do calor disponível do sistema de aquecimento distrital em Gotëmborg,
Suécia, obtendo uma potência de refrigeração de 1,15 MW, com eficiência térmica
reduzida em 45 % do que seria obtida se a mesma operasse com vapor a 120ºC.
Larminat (2000) estudou a expansão da aplicação da amônia em processos de
refrigeração por absorção, relacionando as vantagens e desvantagens do seu uso, os
equipamentos e materiais de construção mecânica adequados à sua operação e a

Capítulo 1 – Introdução 7
tendência do nordeste europeu em aplicá-la na refrigeração de instalações comerciais e
industriais com potência requerida de refrigeração entre 50 e 2.000 kW. Este estudo
vem atender as expectativas de ambientalistas e os interesses da sociedade por se tratar
de um fluido refrigerante “natural” e não prejudicial à camada de ozônio, como são os
hidroclorofluorcarbonetos (incluindo o R-22).
Cogeração e trigeração nas indústrias
Sistemas de cogeração e trigeração utilizando gás natural como combustível vêm sendo
instalados no Brasil e as indústrias de bebidas são as pioneiras no emprego destas
tecnologias. A Tabela 1.1 apresenta os dados de alguns sistemas que foram instalados
nos Estados do Rio de Janeiro e São Paulo.
Tabela 1.1 - Alguns sistemas de cogeração e trigeração instalados no Brasil
Indústria Cidade Equipamentos Utilizadas produzidas
Ambev Rio de Janeiro
Coca-Cola Jundiaí
Coca-Cola Rio de Janeiro
O Globo Rio de Janeiro
Projac Rio de Janeiro
Fonte: Cogerar (2004)
Turbina a gás
Eletricidade 13,5 MW
Caldeira de recuperação Vapor 175 ton/h
Motor a gás
Caldeira de recuperação
Chiller de absorção
Motor a gás
Caldeira de recuperação
Chiller de absorção
Eletricidade 8 MW
Vapor 6 ton/h
Refrigeração 1.000 TR *
Água quente 9 MW
CO2 80 ton/dia
Eletricidade 4,8 MW
Vapor 3,6 ton/h
Refrigeração 800 TR
Água quente 4 MW
Motor a gás
Caldeira de recuperação
Eletricidade 5,4 MW
Chiller de absorção Refrigeração 1.500 TR
Motor a gás
Eletricidade 4,8 MW
Caldeira de recuperação Refrigeração 1.000 TR
Chiller de absorção Água quente 2 MW

Capítulo 1 – Introdução 8
Bassols et al. (2000) descreveram a necessidade de utilização de um sistema de
refrigeração por absorção de amônia para garantir adequação do sistema de cogeração
na indústria alimentícia, onde os potenciais elétrico e térmico dos sistemas de cogeração
não são utilizados simultaneamente. As indústrias citadas estão em países europeus e
produzem vegetais congelados, margarina, carne congelada e laticínio.
Outra forma de trigeração foi apresentada em estudo realizado por Alves (2002), que
objetivou avaliar a possibilidade de produção simultânea de energia elétrica, vapor para
processo e gás de síntese, matéria-prima para a produção de insumos químicos, obtendo
uma eficiência termodinâmica de 46,8%. Este sistema é composto por uma turbina a gás
com recuperação química e caracteriza-se pela existência de um reformador, que tem a
função de produzir, através da troca de calor entre os gases que saem da turbina e uma
mistura gás natural e vapor de água, o gás de síntese. Após a troca térmica, esta mistura
transforma-se no gás de síntese podendo ser queimada na câmara de combustão,
produzindo eletricidade ou sendo utilizada na produção de derivados químicos, como
exemplo: hidrogênio, metanol, acetileno e etc.
Cogeração e trigeração no setor terciário
O setor terciário é o que proporciona maiores condições para implantação de sistemas
de cogeração e trigeração devido à demanda das potências elétrica e térmica. Exemplos
de aplicações são encontrados, principalmente, em hospitais, shopping centers, hotéis,
universidades e aeroportos. No Brasil, os primeiros exemplos foram os Shoppings Ilha
Plaza e Norte, ambos na cidade do Rio de Janeiro. No Ilha Plaza, o sistema de
cogeração produz 900 kW através de uma turbina a gás e 1200 Toneladas de
Refrigeração. O sistema do Norte Plaza é bastante similar e produz 1 MW de
eletricidade e 800 TR.
O Instituto Australiano de Energia (1999) desenvolveu e implementou um projeto de
instalação de um sistema de trigeração na Universidade Oeste de Sydney para o
atendimento da demanda elétrica de 680 kW, de água quente para banheiros e
aquecimento de ambientes e, de água gelada para o sistema de ar condicionado e
refrigeração de máquinas. Neste sistema, as energias são obtidas através de um motor a
gás de 1 MW, uma caldeira de recuperação de calor de 1,54 MW e um chiller de
absorção de 1 MW, sendo disponível uma caldeira auxiliar e um chiller de compressão
de 1 MW que fornece água gelada para o sistema interligado local nos períodos fora do

Capítulo 1 – Introdução 9
pico de consumo da universidade. A recuperação térmica é obtida em duas etapas sendo
660 kW pelos gases de exaustão e 877 kW pela água do sistema de arrefecimento do
motor. O motor consome 11,5 GJ/h de gás natural e nas condições de carga máxima o
sistema tem uma eficiência estimada de 80 %. Este projeto prevê, para 20 anos de
utilização, uma redução de 110.000 toneladas de emissão de CO2 pela substituição do
carvão mineral e sistemas de aquecimento e resfriamento convencionais. Uma redução
anual de 25% do custo de geração foi obtida, com tempo estimado de retorno do
investimento de 11 anos.
Dharmadhikari (1999) apresentou dados sobre um projeto inovador de trigeração
instalado no Parque Expo 98 em Lisboa, Portugal. O sistema foi instalado em março de
1998 e atualmente o espaço é destinado a um centro comercial. O sistema consiste de
uma turbina a gás, uma caldeira de recuperação de calor, dois chillers de absorção, dois
chillers de compressão e fornece água aquecida a 100ºC e água gelada a 4ºC com um
comprimento total de tubulação de 45 km.
Santana e Torres (2002) avaliaram a eficiência térmica em um ciclo de cogeração
aplicado a um centro comercial em Salvador, tendo como fundamentação os conceitos
da conservação e da disponibilidade da energia. Para a aplicação proposta, o sistema
opera com motores a gás, chillers de absorção de simples e duplo efeito e chiller de
compressão para auxílio na climatização do centro. O projeto foi elaborado para atender
a demanda térmica de 6,4 MW, com produção de 8,3 MW de eletricidade, sendo 1,3
MW destinados ao consumo pelo motor do chiller de compressão. A eficiência
apresentada pela Primeira Lei foi de 47 %.
Morales (2004) descreveu um sistema de trigeração que foi recentemente instalado no
aeroporto internacional de Barajas, em Madrid, pela Sampol Ingenieria y Obras S/A
(Produtor Independente de Energia) e a Wärtisilä (Fabricante de motores).
O sistema é constituído por 6 motores alternativos bi-combustível que opera com gás
natural ou óleo combustível leve totalizando 33 MW, um circuito composto por
caldeiras de recuperação de calor e caldeiras de queima direta, que fornece água à 120ºC
para 6 chillers de absorção Li-Br de simples estágio. O aeroporto possui uma área de
760.000 m 2 e todas as dependências são climatizadas por este sistema. A água gelada,
que fica entre 6,5 e 13,5ºC, é canalizada para consumidores fora do aeroporto e a
eficiência total do sistema é da ordem de 74%.

Capítulo 1 – Introdução 10
1.5 Escopo do Trabalho
O presente trabalho é composto por seis capítulos e propõe o desenvolvimento de uma
metodologia de avaliação do desempenho termodinâmico de sistemas trigeração. Esta
metodologia foi aplicada a uma simulação de uma planta básica de trigeração para o
Hospital João XXIII, composta por turbina a gás, caldeira de recuperação e chiller de
absorção sendo esta configuração, posteriormente, submetida à análise econômica de
retorno do investimento.
No Capítulo 2, apresenta-se a caracterização do gás natural, bem como uma visão atual
do cenário nacional e mundial das redes de distribuição do mesmo. Na seqüência, é
discutida a eficiência pela Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica para os
equipamentos térmicos usualmente aplicados na trigeração com informações relevantes
sobre plantas já instaladas no Brasil e no mundo, além da análise econômica.
No Capítulo 3, são desenvolvidas as etapas de estruturação da metodologia que avalia o
desempenho energético e exergético dos sistemas de trigeração através de um programa
computacional, assim como a análise econômica proposta.
No Capítulo 4, apresentam-se os fluxogramas do programa computacional desenvolvido
para a automatização da metodologia criada.
No Capítulo 5 é apresentado um estudo de caso para validação da metodologia
desenvolvida, com a identificação dos fatores significativos nos resultados finais e a
análise de sensibilidade.
As conclusões deste trabalho constam no Capítulo 6.
1.6 Relevância do Tema
O gás natural é hoje e tende a ser nas próximas décadas uma das mais importantes
fontes de energia, por seu alto teor energético, menor índices de poluição, quando
comparado aos outros combustíveis fósseis, e, também, pela enorme quantidade de
jazidas existentes no mundo.
O Brasil possui uma infra-estrutura deficitária em relação à produção de energia
elétrica, sendo esta, um dos fatores preponderantes no impedimento do desenvolvimento
econômico nacional. As técnicas de trigeração estão se tornando comuns devido às suas

Capítulo 1 – Introdução 11
vantagens peculiares que vão além das características da cogeração. Os sistemas de
trigeração aumentam a eficiência total da planta e reduzem a emissão de CO2.

Capítulo 2
FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Neste capítulo, é apresentado um panorama sobre a situação do gás natural no Brasil,
incluindo alguns exemplos de instalações de trigeração que o utilizam como
combustível. Os conceitos básicos, as equações e deduções pelas Primeira e Segunda
Leis da Termodinâmica dos principais equipamentos que constituem um ciclo de
trigeração, como a turbina ou o motor a gás, a caldeira de recuperação e o chiller de
absorção são também discutidos.
2.1 Gás Natural
O gás natural é um combustível fóssil encontrado em rochas porosas no subsolo,
podendo estar associado ou não ao petróleo. Sua produção resulta do acúmulo de
energia solar sobre matérias orgânicas soterradas em grandes profundidades, devido ao
processo de acomodação da crosta terrestre. O gás natural é constituído por traços de
gases inorgânicos e hidrocarbonetos saturados, predominando o metano e, em menores
quantidades, o propano, o butano, entre outros.
Coelho (2001) relacionou as vantagens da utilização do gás natural, destacando-se:
• A disponibilidade ampla, crescente e dispersa;
• A combustão limpa;
• O elevado rendimento energético;
• A baixa presença de contaminantes.
12

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 13
O aumento da demanda de eletricidade nos países industrializados e o grande número de
bacias de gás natural no mundo têm propiciado um acréscimo de plantas de cogeração e
trigeração na matriz energética mundial.
Marques (2003) apresentou dados relatando que no Brasil, 83,4 % dos 82.698 MW de
eletricidade produzida são sustentados pelas hidrelétricas tornando o sistema bastante
vulnerável. A utilização do gás natural como insumo energético tem se mostrado de
extrema importância para diminuir riscos de falta de energia, problema pelo qual o
Brasil passou em 2001. Tal importância é demonstrada em programas do governo
federal que visam aumentar a participação do gás natural no cenário energético nacional
para 12% em 2010. O investimento na construção de uma infra-estrutura para aumentar
a oferta de gás natural no Brasil é visto como uma saída para eliminação desses riscos.
Atualmente, 5,5% (4.085 MW) da geração de energia brasileira têm o gás natural como
insumo, sendo este proveniente de jazidas nacionais e de importação da Bolívia.
2.2 Método da Disponibilidade e Conversão da Energia
A utilização eficiente dos combustíveis aumenta a disponibilidade para uso futuro e
diminui os impactos ambientais. A redução do consumo de combustível com a obtenção
do mesmo resultado, ou seja, a mesma produção de energia, tem sido foco constante de
estudos. O impacto ambiental causado devido à conversão energética deve ser levado
em consideração durante o pré-projeto de implantação do sistema de geração. A análise
da eficiência térmica em todos os processos de conversão de energia é elaborada com a
Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica.
A Primeira Lei da Termodinâmica se refere à conservação da energia, enquanto a
Segunda Lei tem como objetivo quantificar a qualidade da energia.
A Segunda Lei da Termodinâmica é a base do conceito da disponibilidade ou exergia.
Segundo Kotas (1995), a análise da exergia de diferentes formas de energia utilizadas
em balanços energéticos de plantas térmicas e químicas indica o trabalho máximo que
pode ser obtido em um processo utilizando o estado da vizinhança (ambiente) como
referência.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 14
Neste estudo, são apresentadas as equações básicas de definição do conceito de
disponibilidade. A análise pelas Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica de cada
componente do ciclo de trigeração é abordada separadamente para cada equipamento.
A disponibilidade é definida como o potencial que uma substância tem para realizar
trabalho. Assim, o método da disponibilidade consiste em avaliar o trabalho potencial
de uma substância em um processo de conversão energética tendo como fundamentação
as Leis da Termodinâmica.
Para aplicação do método da disponibilidade três formas de trabalho são utilizadas, a
saber:
Trabalho reversível (wrev) – A Figura 2.1 representa um sistema cilindro-êmbolo no
qual gás está contido sob a ação de uma força externa, o peso do êmbolo. O sistema é
mantido em equilíbrio. Ao se retirar um dos pesos ocorre uma expansão, (dL) e um
trabalho é realizado pelo movimento da fronteira. Colocando-se o peso novamente o
sistema volta ao seu estado inicial. Por ter uma variação infinitesimal de volume, com
conseqüente realização em um tempo infinito, este é um processo internamente
reversível, também conhecido como processo quase-estático (Wylen et al., 1995).
Figura 2.1 – Trabalho reversível
Fonte: Adaptado de Wylen et al., (1995)
δ W = pAdL
(2.1)
δ w = pdv
(2.2)
= ∫
2
1 pdv
w rev (2.3)
Há uma dependência entre a forma com que o calor é transferido de um sistema para o
meio e a definição de um processo externamente irreversível. Se o processo de

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 15
transferência de calor ocorre com uma diferença finita de temperatura, este processo é
dito externamente irreversível. Para que um processo de transferência de calor seja
externamente reversível é preciso que este aconteça com uma diferença infinitesimal de
temperatura. Neste caso, a duração do processo e a área de troca de calor são infinitas.
A fim de tornar um processo de transferência de calor completamente reversível deve se
instalar uma máquina de Carnot entre a fonte de alta e a de baixa temperatura, pois toda
máquina de Carnot é um equipamento reversível. Como as máquinas de Carnot são
idealizações, o trabalho reversível representa o trabalho que idealmente poderia ser
obtido ao se instalar a máquina de Carnot entre as duas fontes, mas que na realidade não
é produzido no processo (Li 1996).
Trabalho disponível (wdisp) – É o trabalho de um processo interna e externamente
reversível. O trabalho disponível é o mais crítico e importante no desenvolvimento do
método da disponibilidade. A Primeira Lei da Termodinâmica aplicada a um volume de
controle em regime permanente é escrita na forma (Li, 1996):
V
V
( ) − Q
2
2
⋅
.
2
.
2
e
s
W disp = m e he
+ + gz e ) − ms
( hs
+ + gz s
sendo, W disp
⋅
a potência disponível;
.
m a vazão mássica;
h a entalpia específica do fluido;
V a velocidade do fluido;
g a aceleração da gravidade;
Z altura em relação ao nível de referência;
.
Q a taxa de transferência de calor.
.
0
(2.4)
O índice (e) significa a entrada do fluido no volume de controle, (s) significa a saída,
enquanto que o índice (0) significa vizinhança.
Da mesma forma a Segunda Lei da Termodinâmica para um processo em regime
permanente é dada por Li (1996):

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 16
∑
Sendo, s a entropia específica do fluido;
e
.
.
. Q .
0
m e se
− ∑ m s s s + ∑ + σ = 0
(2.5)
T
s
0 0
.
σ a produção de entropia causada pela presença de irreversibilidade interna
dentro do volume de controle;
.
0
∑
0 T0
Q a representação da variação da entropia devido à taxa de transferência de
calor na superfície do volume de controle.
Para processos internamente reversíveis, onde não há a produção de entropia, a Equação
(2.5) se reduz a:
.
. Q0
e se
− ms
s − = 0
(2.6)
T
.
m s
onde T0 corresponde à temperatura absoluta do ambiente.
Combinando estas equações, tem-se a equação do trabalho disponível por unidade de
massa:
.
0
2 2
Wdisp
Ve
Vs
wdisp = = ( h ) 0 ( ) ( ) ( ) ( )
. e − hs
− T se
− ss
+ − + g ze
− zs
(2.7)
m
2 2
Quando as variações das energias potencial e cinética são desprezíveis, o que é verdade
nas aplicações práticas, a Equação (2.7) se torna:
w = h −h
) −T
( s −s
)
(2.8)
disp
( e s 0 e s
Energia não-disponível – Esse termo corresponde à diferença entre o trabalho
disponível e o trabalho real, ou seja, à perda da capacidade de realizar trabalho devido
às irreversibilidades interna e externa ao sistema.
Equações da disponibilidade
O trabalho disponível representa o trabalho esperado em um processo ideal, ou seja,
interna e externamente reversíveis. Numericamente o trabalho disponível é o máximo de

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 17
trabalho que pode ser extraído de uma substância que sofre um processo. Para uma
substância que entra em um volume de controle no estado 1 e o deixa no estado 2, sob
regime permanente, o máximo trabalho que pode ser alcançado é dado pela
Equação (2.9), Li (1996):
w disp
= h −h
) −T
( s − s )
(2.9)
( 1 2 0 1 2
Quando as condições de saída do fluido são idênticas às condições ambientais, o
trabalho disponível entre o estado 1 e o ambiente representa o trabalho potencial da
substância no estado 1. Desta forma o trabalho potencial de uma substância em qualquer
estado é definido como disponibilidade de uma substância, que é dada por, Li (1996):
a = h − h ) −T
( s − s )
(2.10)
f
( o 0 o
onde af é a disponibilidade para um volume de controle.
A associação do trabalho potencial ao conceito da disponibilidade é útil porque se um
sistema recebe trabalho da vizinhança, através desta interação, o sistema terá seu
trabalho potencial aumentado e, portanto a sua disponibilidade também aumentará.
Desta forma, todo o trabalho recebido pode ser teoricamente convertido em potencial
pelo sistema. Assim a disponibilidade associada com a transferência de trabalho é dada
por Li (1996):
onde, aw é a disponibilidade da transferência de trabalho;
a = − w
(2.11)
wreal é o trabalho real realizado ou absorvido pelo sistema.
w
O sinal negativo significa que o trabalho é positivo quando produzido pelo sistema e
negativo quando absorvido. Em outras palavras, o sistema terá uma mudança na
disponibilidade quando houver interação de trabalho com a vizinhança.
Da mesma forma, a transferência de calor entre o sistema e o meio terá influência na
disponibilidade do sistema. Se um sistema interage com o meio cedendo calor, uma
diminuição da disponibilidade é observada. Porém, esta redução do trabalho potencial
não é em igual grandeza, pois nem toda a energia térmica pode ser transformada em
real

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 18
trabalho. A mudança de disponibilidade devido à troca de calor com o ambiente é dada
por Li (1996):
onde, δaq é a mudança de disponibilidade do sistema;
δ q é a troca de calor do sistema com o ambiente.
⎛ T0
⎞
δ aq = ⎜1−
⎟⎠ . δ q
(2.12)
⎝ T
O termo entre parêntesis corresponde à eficiência de uma máquina de Carnot que opera
entre T e T0.
E, para qualquer processo entre dois estados termodinâmicos, por:
⎛ T ⎞
1 − ⎟ (2.13)
⎝ T ⎠
2
o
aq = ∫ ⎜ δ q
1
sendo a q, a disponibilidade da transferência de calor.
O balanço de disponibilidade para um volume de controle é representado na forma,
Li (1996):
A2 – A1 = Aq + Aw + Afe – Afs – I (2.14)
.
sendo, A 1 = m1 . a1
A =
2
.
m 2 . a2
T
Aq = ∑ − δ
.
Aw = −W
cv
.
0
( 1 ) Q j
j T j
+ P
.
= e
Af e ∑ ∆ m e . af
.
= s
Af s ∑ ∆ m s . af
T I =
.
0 .σ
0 ( V2
1
−V
)

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 19
Os seus termos significam:
A2 – A1: mudança da taxa de disponibilidade do fluido no volume de controle;
Aq: disponibilidade referente à transferência de calor entre o volume de controle e o
meio;
Aw: disponibilidade referente à transferência de trabalho;
Afe e Afs: disponibilidade de fluxo na entrada e saída do volume de controle;
I: perda de disponibilidade no processo devido às irreversibilidades internas.
Para regime permanente e escoamento uniforme, não há mudança da disponibilidade
associada ao sistema no volume de controle, e a Equação (2.14) fica reduzida a:
Aq + Aw + Afe – Afs = I (2.15)
As Equações (2.14) e (2.15) indicam que a disponibilidade, diferentemente da energia,
não se conserva. Em um processo real, alguma disponibilidade será destruída. Quando a
destruição da disponibilidade é levada em conta, a Equação (2.15) torna-se o balanço de
disponibilidade, ou seja, o fluxo de disponibilidade para dentro e para fora do volume de
controle deve ser igual à variação da disponibilidade por calor e trabalho mais a
destruição de disponibilidade no interior do volume de controle.
2.3 Equipamentos e Ciclos Termodinâmicos Típicos para Cogeração e Trigeração
Nessa seção, serão discutidos os fundamentos termodinâmicos dos equipamentos
básicos com seus respectivos ciclos termodinâmicos utilizados nos ciclos de cogeração
e trigeração.
2.3.1 Turbina a Gás
A utilização de turbinas a gás em sistemas de cogeração e trigeração atende em grande
parte às aplicações industriais, instalações distritais e setor terciário. As turbinas a gás
apresentam rendimento térmico entre 15 e 35 % (Gas Turbine World Handbook,
2000-2001).

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 20
Os ciclos de cogeração e trigeração que as utilizam como fonte motriz aliam o elevado
índice de disponibilidade energética existente nos gases da exaustão às necessidades
econômicas e ambientais de se obter melhores eficiências.
As Figuras 2.2 e 2.3 representam o Ciclo-padrão de ar Brayton para turbina a gás. Para
sua análise termodinâmica, são feitas as seguintes considerações:
• A substância de trabalho é tratada como ar de composição fixa. O ar é um gás
ideal e tem calor específico constante;
• O processo de combustão é substituído por um processo à pressão constante em
que calor é transferido de uma fonte externa. A vazão mássica permanece
inalterada;
• Os processos de entrada de ar e de exaustão de gases são substituídos por
processos de transferência de calor à pressão constante. Desta forma, o ciclo é
completado;
• Todos os processos são internamente reversíveis.
P
1
2 3
1 4
v
v
Figura 2.2 – Ciclo-padrão de ar Brayton para turbina a gás
Compressor
Combustível
T
Câmara de
combustão
W .
Comp
(a) Ciclo aberto
2
1
Turbina
.
W
Liq
Ar Gases
3
4
s

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 21
(b) Ciclo fechado
Figura 2.3 – Turbina a gás que opera segundo um ciclo Brayton
O princípio básico de funcionamento de uma turbina a gás consiste na admissão de ar
ambiente pelo compressor onde ocorre aumento de sua pressão e temperatura,
(processo 1-2). Em seguida, o ar comprimido é misturado ao combustível em uma
câmara, onde é promovida sua combustão (processo 2-3). Os gases que deixam a
câmara de combustão a alta pressão e temperatura são expandidos na turbina até a
pressão atmosférica, realizando trabalho (processo 3-4).
Saad (1997) relata que a potência requerida pelo compressor varia entre 40 a 80 % da
potência produzida pela turbina. Um alternador acoplado ao eixo da turbina produz
eletricidade e a energia térmica dos gases de exaustão pode ser recuperada por uma
caldeira de recuperação de calor sensível. Os gases de escape deixam a turbina com
temperatura entre 450 e 600 ºC.
A avaliação da eficiência térmica pela Primeira Lei da Termodinâmica para o ciclo
Brayton é dada por Li (1996):
ou
Compressor
.
liq
.
W
η tg =
Q
Trocador de
calor
2 3
h
1
c
=
p
( T
3
− T2
) − c p ( T
c ( T − T )
p
p
3
2
4
− T )
T1
1
ηtg
= 1−
= 1−
(2.16)
T ρ
2
QH
Trocador de
calor
QL
Turbina
4
1
.
W
Liq

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 22
Esta equação evidencia que a eficiência térmica do ciclo Brayton é função da razão de
temperatura isoentrópica no compressor, ρp.
Um aumento da temperatura na entrada da turbina eleva a eficiência do ciclo.
Entretanto, limitações metalúrgicas fixam este limite entre 1.093 e 1.427ºC (Li, 1996).
A eficiência pela Segunda Lei da Termodinâmica é apresentada por Li (1996) na forma:
ε
tg
.
W liq c p ( T3
− T2
) − c p ( T4
− T1
)
= =
A
3
q ⎛ T
h o ⎞
∫ ⎜1
− ⎟. c p . dT
2 ⎝ T ⎠
Ou expressa em função da eficiência pela Primeira Lei,
ε
tg
=
T
1 −
T
0
1
η tg
ln( k1
/ ρ p )
k − ρ
1
p
(2.17)
Onde k1 é a razão entre a temperatura dos gases na entrada na turbina e a temperatura do
ar na entrada do compressor e T0/T1 é a temperatura normalizada de referência.
Outra forma de representar a eficiência pela Segunda Lei é pela razão entre a
disponibilidade da transferência de trabalho (Aw), que representa o trabalho líquido
produzido pela turbina e a disponibilidade da transferência de calor na câmara de
combustão (Acc).
Tipos de turbinas a gás
A
w ε tg =
(2.18)
Acc
A necessidade de se obter turbinas de baixo peso, pequeno volume, elevada potência e
reduzido consumo de combustível fez da indústria de aeronaves a principal responsável
pelos avanços nos projetos das turbinas a gás. Estas turbinas são conhecidas como
turbinas aeroderivativas e, além dessas características, pode ser citado ainda, a alta taxa
de confiabilidade e custos de investimento e manutenção elevados.
O outro tipo de turbina a gás existente é a industrial. As turbinas industriais foram
desenvolvidas para atender aos requisitos das indústrias onde espaço e peso não são

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 23
características preponderantes e, como conseqüência, apresentam custos menores que as
aeroderivativas. As turbinas a gás do tipo industrial estão disponíveis com um único
eixo no qual o compressor e a turbina são montados, e com eixo duplo, que possui o
compressor e a turbina do compressor em um eixo e a turbina de potência em outro.
Contudo é observada uma maior aplicação de turbinas com um único eixo em plantas de
cogeração (Dhamadhikari, 2000).
As vantagens e desvantagens no emprego da turbina a gás estão relacionadas abaixo
(Trigemed, 2004):
Vantagens da turbina a gás
• Alta eficiência;
• Tempo de fabricação e instalação reduzidos;
• Peso e volume reduzidos;
• Resposta imediata às variações de carga;
• Temperatura elevada dos gases de escape, favorecendo a cogeração;
• Possibilidade de uso de gás natural.
Desvantagens da turbina a gás
• Necessidade de mão-de-obra especializada para operação;
• Necessidade de pressões elevadas de gás natural;
• Necessidade de combustível com ótima qualidade.
As turbinas a gás podem ser classificadas de acordo com a potência gerada
Cogeneration and On Site Power, (2003):
• Pequeno porte: até 15 MW;
• Médio porte: entre 15 MW e 50 MW;
• Grande porte: acima de 50 MW.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 24
As aplicações de cogeração e trigeração utilizam turbinas em uma ampla faixa de
potência, variando entre 0,2 e 100 MW ou até mais.
O desempenho de uma turbina a gás é sensível às condições ambientais, bem como as
condições de entrada de ar e combustível e de exaustão da mesma. Os sistemas de
entrada de ar e exaustão são compostos por silenciadores, filtro na entrada e tubulações.
O período de instalação de uma turbina a gás varia entre 9 e 24 meses e seu tempo de
vida útil estimado entre 15 e 20 anos (Trigemed, 2004).
Trigeração com turbina a gás
A Figura 2.4 representa uma configuração básica de um processo de trigeração onde a
turbina produz energia elétrica e seus gases residuais são utilizados na caldeira de
recuperação para gerar vapor a baixa pressão. Parte deste vapor é utilizada em
aplicações diversas na indústria, como vapor de processo, aquecimento de água em
refeitório e vestiário, e, parte é, posteriormente, utilizada em um chiller de absorção
para geração de potência de refrigeração. O emprego de um chiller de compressão é
opcional no sistema, e sua necessidade irá depender da carga de refrigeração
requisitada.
Combustível
Turbina
Gases de
exaustão
Caldeira de
recuperação
Eletricidade
Chiller de
absorção
Vapor
Figura 2.4 - Trigeração com turbina a gás
Fonte: Adaptado de Dharmadhikari (2000)
Água gelada
Vapor p/ processo

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 25
2.3.2 Motor a Gás
Os ciclos termodinâmicos para motores de combustão interna são conhecidos como
Otto e Diesel. Em um motor de ciclo Otto, a combustão da mistura de ar e combustível
é provocada por uma faísca externa. Para um motor de ciclo Diesel, o combustível é
injetado na fase final do ciclo de compressão ocorrendo a ignição espontânea devido a
alta temperatura do ar comprimido. Estes motores apresentam eficiência de
aproximadamente 35% e operam em ciclos de cogeração e trigeração em faixa de
potência elétrica entre 0,015 e 6 MW, sendo mais usualmente encontrados em
aplicações com potências de até 2 MW (Trigemed, 2004).
Nos motores de combustão interna, a energia mecânica é convertida em eletricidade e a
energia térmica é disponibilizada através da água do sistema de arrefecimento, que
atinge temperaturas entre 90 e 120 ºC, e através dos gases de exaustão que atingem
temperaturas entre 400 e 700ºC (Trigemed, 2004).
A Figura 2.5 representa o balanço térmico de um motor a gás padrão.
36%
Balanço Térmico
26%
4% 10%
24%
Perdas
Comp. auxiliares
Refrigeração
Escape
Potência elétrica
Figura 2.5 – Balanço térmico de um motor a gás
Fonte: GUASCOR (2000)
Eficiência do ciclo Diesel pelas Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica
Assim como no ciclo Brayton, para determinação das eficiências, a substância de
trabalho para o ciclo Diesel é considerada como sendo ar.
A Figura 2.6 demonstra as curvas de Pressão x Volume e Temperatura x Entropia do
ciclo padrão-ar Diesel.
Neste ciclo, o processo (1-2) é a compressão isoentrópica. O calor é transferido ao
fluido de trabalho à pressão constante, processo (2-3). Este processo corresponde à
injeção e queima do combustível no motor Diesel real. Como o gás expande durante a

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 26
transferência de calor no ciclo-padrão a ar, a transferência de calor deve ser apenas o
suficiente para manter a pressão. Quando se atinge o estado 3, a transferência de calor
cessa e o gás sofre uma expansão isoentrópica (processo 3-4) até que o pistão atinja o
ponto morto inferior. A rejeição de calor ocorre a volume constante e com o pistão no
ponto morto inferior, processo (4-1). Esta rejeição simula os processos de descarga e
admissão do motor real.
Figura 2.6 –Ciclo-padrão ar Diesel
A eficiência pela Primeira Lei da Termodinâmica para o ciclo-padrão de ar Diesel é
dada pela Equação (2.19), Li (1996):
ou
η
mg
.
liq
.
W
=
Q
h
c
= 1 −
c
v
p
( T
( T
4
3
− T1
)
− T )
2
k
1 ⎡ r ⎤
p − 1
η = 1 − − ⎢ ⎥
(2.19)
mg
k 1
rv
⎢⎣
k ( r p − 1)
⎥⎦
onde, rp é a razão entre os volumes durante a expansão isobárica (processo 2-3), rv é a
razão de compressão (processo 1-2) e k é a razão entre o calor específico a pressão e a
volume constante.
A eficiência pela Segunda Lei para o ciclo-padrão a ar Diesel é dada por:
ou
P
2 3
ε
mg
.
4
1
v
W liq c p ( T3
− T2
) − cv
( T4
− T1
)
= =
A
3 T
q ⎛ h o ⎞
∫ ⎜1
− ⎟. c p . dT
2 ⎝ T ⎠
T
2
1
3
4
s

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 27
1
k−1
k
rv
( rp
−1)
− ( rp
−1)
ε k
mg =
(2.20)
k −1
T0
rv
( rp
−1)
− ln rp
T1
A eficiência calculada com as considerações do ciclo-padrão a ar é sempre maior que o
valor real, porque estas considerações não são compatíveis com a realidade. Em um
motor real a combustão pode não ser completa e o processo de compressão e expansão
não são isoentrópicos. Entretanto, o resultado obtido auxilia na identificação de
parâmetros importantes para avaliar qualitativamente o desempenho do motor.
As vantagens e desvantagens do emprego do motor a gás estão relacionadas abaixo
(Trigemed, 2004):
Vantagens do emprego do motor a gás
• A energia térmica recuperada não afeta a energia mecânica;
• Energia térmica disponível em duas fontes;
• Baixo custo;
• Boa resposta às variações de carga;
• Período de instalação reduzido, entre 9 e 12 meses;
• Possibilidade de instalar vários motores em paralelo.
Desvantagens do emprego do motor a gás
• Ruído acentuado, principalmente em motores Diesel;
• Necessidade de manutenção mais freqüente que as turbinas a gás.
O tempo de vida útil de um motor a gás varia entre 10.000 e 30.000 horas de operação
para motores de pequeno porte e, entre 15 e 20 anos para unidades entre 3 e 6 MW
(Trigemed, 2004).

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 28
Trigeração usando motor a gás
No diagrama da Figura 2.7, o motor a gás produz potência elétrica, o calor é recuperado
através dos gases de exaustão e, também da água do sistema de arrefecimento. Neste
sistema pode-se obter água aquecida em até 120 ºC ou vapor de baixa pressão de
aproximadamente 34,5 kPa. Devido a esta limitação somente chillers de absorção de
simples efeito podem ser empregados para esta configuração.
Alternativamente, motores a gás podem ser utilizados como máquina motriz para
acionamento de compressores alternativos, de parafuso ou centrífugos em sistema de
refrigeração por compressão, tendo como vantagem a variação da velocidade para
controle da geração de potência de refrigeração (Dhamadhikari, 2000).
Combustível
Gases de
exaustão
Motor a gás
Arrefecimento
Água aq. ou
vapor
Eletricidade
Água
aquecida
Figura 2.7 - Trigeração com motor a gás
Fonte: Adaptado de Dharmadhikari (2000)
2.3.3 Caldeira de Recuperação de Calor Sensível
Água Aq./Vapor
para processo
Chiller de
absorção
Água
gelada
Diferentemente de uma caldeira convencional em que o calor é transferido por
condução, convecção e radiação, em uma caldeira de recuperação o calor é transferido
somente por convecção. Tal troca de calor ocorre inteiramente em bancos de tubos, que
consistem de um superaquecedor, um evaporador e um economizador instalados nesta
ordem. A existência do superaquecedor é opcional neste equipamento, dependendo da
qualidade do vapor necessária. Os gases que saem da máquina motriz atravessam por
estes bancos de tubos até chegarem à atmosfera.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 29
A eficiência térmica de uma caldeira de recuperação de calor pela Primeira Lei da
Termodinâmica é dada pela Equação (2.21), a qual representa a razão da potência
térmica recebida pela substância fria e a cedida pela substância quente, (Li, 1996).
onde, m vapor
.
m .
gas
é a vazão mássica do vapor;
.
mvapor(
hs
− he
)
η cald = .
(2.21)
mgas
. c ( T −T
)
p
a vazão mássica do gás rejeitado pelo equipamento de força motriz;
c p o calor específico à pressão constante.
Para a viabilização econômica de uma caldeira de recuperação deve-se calcular o pinch
point. O pinch point é definido como a diferença mínima entre a temperatura do gás e
do líquido saturado, medido à saída do economizador, conforme Figuras 2.8 e 2.9.
Água
Figura 2.8 – Esquema básico de uma caldeira de recuperação
Fonte: Adaptado de Balestieri (2001)
T
6
ECO
Figura 2.9 – Diagrama temperatura x calor transferido
Fonte: Adaptado de Balestieri (2001)
e
EVAP
7 8 9
4
9
5
Evaporador Economizador
5
8
s
4
Vapor
6
7
Q
Gases de exaustão da
máquina motriz

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 30
O cálculo do pinch point é dado pelas equações apresentadas por Balestieri (2001):
T
.
m
⋅ C
⋅η
gas p cald
5 = .
m
gas
⋅T
4
⋅ C
− m
p
5
.
⋅η
vapor
cald
8
⋅ ( h − h )
9
8
(2.22)
pinch = T − T
(2.23)
A Equação (2.24) representa a eficiência da caldeira de recuperação pela Segunda Lei
da Termodinâmica que é dada pela razão entre a disponibilidade recebida pela água,
Avapor e a variação da disponibilidade do gás, ∆Agas.
Avapor
ε cald =
(2.24)
∆A
gas
O Avapor é o produto da vazão mássica de vapor pela diferença da disponibilidade
gerada, conforme Equação (2.25). A Equação (2.26) representa o ∆Agas, que é o produto
da vazão mássica de gás que deixa a fonte quente pela diferença da disponibilidade
gerada ao trocar calor na caldeira de recuperação.
2.3.4 Refrigeração por Absorção
∆
.
Avapor = mvapor
( af 9 − af 7
.
Avapor vapor (( 9 7 0 9 7
)
= m h − h ) − T ( s − s ))
(2.25)
∆
.
Agas = m gas ( af 4 − af 6
. ⎡
⎛ T ⎞⎤
4
⎢
⎜
⎟
gas = m gas c p ( T4
− T6
) − T0
( c ln ⎥
(2.26)
⎣
⎝ T6
⎠⎦
A p
O ciclo de refrigeração por absorção opera transferindo calor de uma fonte de baixa
temperatura para uma fonte a alta temperatura. Assim como no ciclo de compressão,
fazem parte do ciclo de refrigeração por absorção, o condensador, a válvula de expansão
e o evaporador.
)

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 31
Um ciclo típico de refrigeração por absorção é constituído ainda por um absorvedor, um
trocador de calor e um gerador. Estes componentes têm a função de absorver o calor do
vapor de baixa pressão em um líquido absorvente, trocar calor entre a solução forte e
solução fraca e receber o calor de uma fonte externa, respectivamente. A solução forte é
definida como a solução composta pela mistura do líquido absorvente e refrigerante. A
solução fraca é a solução que retorna ao absorvedor após a saída do refrigerante em
forma de vapor do gerador.
Solução forte
Bomba
6
Q .
g
.
Q
Q.
1
a
Gerador
7
Trocador de calor
8
Vapor a
alta pressão
Solução
fraca
Figura 2.10 – Ciclo básico de refrigeração por absorção
Fonte: Adaptado de Wylen et al (1995)
Condensador
Vapor a baixa
Absorvedor Evaporador
pressão
Válvula de
expansão
O diagrama da Figura 2.10 representa o ciclo básico de refrigeração por absorção e a
descrição de funcionamento deste ciclo está relacionada abaixo, conforme Stoecker e
Jones (1985):
• Gerador (processo 1-2) - O calor de uma fonte externa separa o refrigerante que
foi absorvido pela solução fraca no absorvedor. Este calor pode ser proveniente
do vapor, água a alta temperatura e aquecimento direto através da queima de
algum combustível ou através dos gases de exaustão de uma turbina ou motor a
gás;
2
5
3
4
.
c
Q
Q ev
.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 32
• Condensador (processo 2-3) - O calor é rejeitado a pressão constante. Esta é a
primeira eliminação de calor no ciclo, o fluido refrigerante deixa o condensador
no estado de líquido saturado;
• Válvula de expansão (processo 3-4) - O líquido saturado é expandido em um
processo isoentálpico;
• Evaporador (processo 4-5) - O calor a baixa temperatura da substância que está
sendo refrigerada é absorvido pelo ciclo;
• Absorvedor (processo 5-6) - O vapor de baixa pressão do evaporador é
absorvido por uma solução líquida. Se esse processo fosse executado
adiabaticamente, a temperatura da solução iria subir e eventualmente a absorção
de vapor poderia cessar. Para efetuar o processo de absorção o absorvedor é
resfriado por água ou ar, ocorrendo finalmente a segunda rejeição de calor do
ciclo;
• Trocador de calor (processos 6-1 e 7-8) - O calor é trocado entre a solução forte
a alta pressão e a solução fraca que retorna ao absorvedor passando por uma
válvula redutora de pressão.
Coeficiente de desempenho
T
Tg
T0
Tev
a b
d
Refrigeração
.
Q ev
Figura 2.11 – Representação do ciclo de Carnot para refrigeração por absorção
Fonte: Adaptado de Stoecker et al (1985)
O coeficiente de desempenho (COP) do ciclo ideal de refrigeração por absorção pode
ser definido a partir de um ciclo de Carnot, representado pela Figura 2.11.
c
e f
h
g
s

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 33
Nesse caso, tem-se um processo isotérmico para a transferência de calor no gerador à
temperatura (Tg), enquanto que no refrigerador de Carnot ocorre absorção de calor no
evaporador à temperatura (Tev) e a rejeição no condensador à temperatura ambiente (To).
O coeficiente de desempenho do ciclo ideal é dado pela Equação (2.27):
COP
Ideal
Tev
⋅ ( Tg
− T0
)
=
( T − T ) ⋅T
0
ev
g
(2.27)
O COP real de um sistema de refrigeração por absorção é medido em função da razão
entre o efeito de refrigeração útil ( ev
Q.
) e a energia térmica que alimenta o chiller ( .
Q ):
.
Q
COP Re al = (2.28)
Q
Szargut (citado por Silva, 1994) propôs que o coeficiente de desempenho pela Segunda
Lei da Termodinâmica seja dado por:
.
ev
.
g
Q ( ) T
ev Tev
−T0
g
ε a = − ⋅ ⋅
.
(2.29)
Q
Tev
( Tg
−T0
)
g
A Equação (2.29) representa o cálculo da disponibilidade transferida no gerador e no
evaporador a partir da quantidade de calor transferida em cada um destes equipamentos
supondo que o processo ocorra a temperaturas constantes Tg, Tev e T0.
No processo real a transferência se dá com variação da temperatura e perda de carga em
equipamentos e tubulações. Assim, Kotas (1995) calcula diretamente a eficiência pela
Segunda Lei através da razão entre a disponibilidade do fluido refrigerado, A frio e do
fluido de aquecimento, A Vapchiller .
A frio
ε a =
(2.30)
A
Vapchiller
Também deve ser considerada para cálculo da eficiência pela Segunda Lei a
disponibilidade associada ao trabalho realizado pela bomba de solução, A bomba e outros
equipamentos auxiliares A equip .
g

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 34
A frio
ε a =
(2.31)
A + A + A
Vapchiller
bomba
Para um sistema de absorção que opera sob um ciclo ideal a irreversibilidade será
somente conseqüência da diferença finita de temperatura entre a fonte de calor e o
fluido de trabalho.
Pares de trabalho
O refrigerante e líquido absorvente em um ciclo de absorção formam o chamado par de
trabalho. Muitos pares têm sido estudados ao longo dos anos, mas apenas dois têm sido
utilizados industrialmente: água com amônia, sendo a água o absorvente e água com
uma solução aquosa de brometo de lítio como absorvente.
equip
Tabela 2.1 – Comparação entre os pares de trabalho
Pares de trabalho
Água-Amônia Água-BrLi
Temperaturas inferiores a 0º C Utilizado em sistemas de ar condicionado
Pressão de trabalho positiva Pressão de trabalho negativa
Fonte de calor com temperatura mínima
entre 100 e 120 ºC
Fonte de calor com temperatura mínima
entre 60 e 80 ºC
COP para chillers de simples efeito = 0,6 COP para chillers de simples efeito = 0,7
COP para chillers de duplo efeito = 1,2 COP para chillers de duplo efeito = 1,2
Fonte: Trigemed (2004)
Conforme demonstrado na Tabela 2.1, o par de trabalho água-amônia é encontrado em
aplicações de refrigeração com temperaturas de evaporação baixas, inferiores a 0 ºC e o
água-brometo de lítio é utilizado em aplicações de arrefecimento de ar, onde não há
necessidade de temperaturas inferiores a 0 ºC. A pressão em um chiller de água-amônia
está geralmente acima da pressão atmosférica, ao passo que em chillers de águabrometo
de lítio a pressão de trabalho é, em parte, negativa.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 35
Chillers de simples efeito e duplo efeito
A Tabela 2.2 demonstra as principais características entre os chillers de simples e duplo
efeito. O chiller de duplo efeito consiste de um equipamento similar ao de simples
efeito com a instalação em cascata de dois geradores. A energia térmica é fornecida ao
primeiro gerador em torno de 170 ºC e o calor dissipado no correspondente condensador
é utilizado para alimentação do segundo gerador, que opera com temperatura de
aproximadamente 100 ºC, como em um equipamento de simples efeito.
Tabela 2.2 – Comparação entre os chillers de absorção de simples e duplo efeito
Chiller de absorção
Simples Efeito Duplo Efeito
Potência 350 a 5.250 kW 700 a 1.200 kW
Temperatura do vapor
necessária
Pressão do vapor
necessária
Consumo de vapor
Consumo de água a
alta temperatura
110 a 120 °C
135 a 205 kPa
2,55 kg/h por kW de
potência gerado
30 a 72 kg/h por KW
Fonte: Trigemed (2004) e catálogo do fabricante Trane
2.4 Análise Econômica
175 a 185 °C
1.000 a 1.100 kPa
1,25 kg/h por kW de
potência gerado
Os investimentos em sistemas energéticos devem ser submetidos a avaliações
econômicas a fim de se verificar a viabilidade de implementação dos mesmos.
Avaliação de fluxo de caixa
A avaliação do fluxo de caixa em um projeto é realizada através da comparação entre as
entradas e saídas de recursos do mesmo em um período determinado de tempo, trazidos
a um momento zero. Existem duas formas de efetuar esta comparação: Valor Presente
Líquido (VPL) e a Taxa Interna de Retorno (TIR).
-

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 36
Valor Presente Líquido
O Valor Presente Líquido é uma técnica utilizada para analisar o fluxo de caixa e
consiste em comparar entradas e saídas no mesmo tempo a uma taxa mínima de retorno,
deduzindo-se o valor do fluxo inicial ocorrido no valor presente a fim de auxiliar o
investidor na possibilidade de aplicar seu capital na alternativa proposta,
(Bernardes, 1998).
onde, FV é o valor de um desembolso no futuro;
FV
PV = (2.32)
n ( 1+
i ) 100
i é a taxa de juros mensal (da poupança ou de qualquer outra aplicação
pertinente);
n é o prazo.
Taxa Interna de Retorno
A Taxa Interna de Retorno consiste em calcular a taxa em que o Valor Presente Líquido
seja nulo, determinando a real rentabilidade gerada pelo projeto (Bernardes, 1998).
E
( 1+
i)
E1
+
( 1+
i)
E2
+
( 1+
i)
0
VP = 0
1
2
n
En
+ K + = 0
(2.33)
( 1+
i)
Onde E corresponde aos eventos (entradas ou saídas de recursos) que ocorrem ao longo
do projeto para uma Taxa Interna de Retorno, i.
O estudo de viabilidade econômica se torna necessário para assegurar que a implantação
de sistema de cogeração, que é eficiente do ponto de vista termodinâmico, garanta
benefícios de ordem econômica.
Para a seleção da configuração ótima de uma planta de cogeração torna-se necessário
analisar os parâmetros técnicos e econômicos. A saber:
• Disponibilidade de combustível, tarifas da eletricidade e do gás natural;
• Demanda normal de eletricidade, vapor ou água aquecida e água gelada;
• Demanda e tempo do pico de consumo;
• Números de dias de operação por ano.

Capítulo 2 – Fundamentação Teórica 37
O projeto de capacidade da planta de cogeração deve suprir as demandas de pico para
cada necessidade de geração de energia, apesar dos picos não acontecerem
concomitantemente.
A análise financeira deve ser feita para a escolha correta do sistema de conversão de
energia, à medida que reduz os custos com o combustível aumentando a eficiência do
sistema, aumentam-se os custos com o investimento da planta. Os custos com a
operação e manutenção independem do nível de eficiência.

Capítulo 3
METODOLOGIA DE TRABALHO
O desenvolvimento de uma proposta metodológica com base nas equações apresentadas
permite a estruturação de um programa computacional da avaliação do desempenho de
um sistema de trigeração pelas Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica.
3.1 Aspectos Gerais da Metodologia
Para evidenciar melhor a metodologia implantada, a seqüência de cálculos e
procedimentos foi identificada por passos, a saber:
Passo 1 – Identificar os equipamentos térmicos básicos aplicados à trigeração e
apresentar as equações de eficiência térmica pela Primeira e Segunda Leis da
Termodinâmica para os equipamentos em separado e para o ciclo.
Passo 2 – Elaborar base de dados para a simulação matemática dos equipamentos
constituintes do sistema de trigeração.
Passo 3 – Aplicar a metodologia proposta em estudo de caso do setor terciário para sua
validação.
• Caracterização da situação atual do sistema de geração de energia,
consistindo de:
a) Levantamento da demanda de energia elétrica nos centros de consumo;
b) Levantamento da produção e consumo de vapor;
c) Avaliação do sistema de ar condicionado central;
d) Cálculo da eficiência dos equipamentos.
38

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 39
• Apresentação da configuração proposta.
Passo 4 – Desenvolver as rotinas de programação da metodologia proposta, utilizando o
Engineering Equation Solver – EES.
• Apresentação dos resultados obtidos a partir da Primeira Lei da Termodinâmica;
• Apresentação dos resultados obtidos a partir da Segunda Lei da Termodinâmica.
Passo 5 – Desenvolver e implementar as rotinas automatizadas de análise econômica
com base no modelo do Valor Presente Líquido.
• Análise de sensibilidade;
a) Substituição dos equipamentos existentes;
b) Custo de operação e manutenção atual;
c) Financiamento;
d) Custo do Gás Natural;
e) Investimento em equipamentos para a trigeração;
f) Custos de operação após a instalação da trigeração;
g) Excedente de energia elétrica produzida;
• Apresentação dos cenários econômicos.
3.2 Equipamentos Térmicos Básicos Aplicados a Sistemas de Trigeração
Nesta seção são apresentadas as equações de eficiência termodinâmica dos principais
equipamentos que constituem os sistemas de trigeração.
3.2.1 Equipamento de Força Motriz
A eficiência do ciclo da turbina a gás pela Primeira Lei da Termodinâmica é
normalmente um dado de catálogo. Entretanto, a mesma poderá ser calculada
teoricamente através da Equação (2.16). As Equações (2.17) e (2.18) são utilizadas para
o cálculo da eficiência do ciclo turbina a gás pela Segunda Lei.

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 40
A eficiência do motor a gás pela Primeira e Segunda Leis da Termodinâmica é dada
pelas Equações (2.19) e (2.20), respectivamente.
O Apêndice 1 relaciona alguns tipos de turbinas a gás com os dados técnicos de
catálogos dos fabricantes.
3.2.2 Caldeira de Recuperação de Calor Sensível
A eficiência da caldeira de recuperação de calor sensível é dada pela razão entre a
potência térmica recebida pela água e a potência térmica cedida pelos gases de exaustão
da turbina a gás. Para os cálculos elaborados no estudo de caso apresentado este valor
foi estimado em 80%. De forma teórica a eficiência pela Primeira e Segunda Leis da
Termodinâmica para a caldeira de recuperação é dada pelas Equações (2.21) e (2.24),
respectivamente.
3.2.3 Chiller de Absorção
O Coeficiente de Desempenho de um chiller de absorção é um dado a ser obtido nos
catálogos dos fabricantes. O Apêndice 2 relaciona os dados técnicos de chillers de
simples e duplo efeito. A eficiência teórica pela Segunda Lei da Termodinâmica de um
chiller de absorção é dada pela Equação (2.30).
3.3 Critério de Avaliação do Desempenho para Sistemas Energéticos
O critério para avaliação do desempenho do ciclo convencional de geração de potência
elétrica, baseado na Primeira Lei é dado por Li (1996):
Onde
W .
η c =
(3.1)
F
c
.
W é a potência elétrica gerada, F é a energia de combustível e o subscrito (c) está
relacionado a plantas de geração de energia convencional, sem cogeração ou trigeração.
O diagrama da Figura 3.1 representa de um sistema de trigeração onde ocorre a geração
simultânea de potência elétrica, vapor e água gelada.

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 41
Combustível,Ftrig
Figura 3.1 – Esquema típico de um sistema de trigeração
Assim, baseando nas equações de Li (1996), define-se o fator de utilização da energia
(EUFtrig) como sendo um índice que avalia o desempenho do sistema de trigeração pela
Primeira Lei da Termodinâmica.
Sendo Q trig
.
Q .
W .
frio
trig
Turb ina
a
gá s
Perdas
Potência, .
W
EUF
Gases
trig
.
.
Q trig + Q frio + W trig
= (3.2)
F
trig
.
a potência térmica em forma de vapor destinado aos processos da instalação;
a potência de refrigeração;
a potência elétrica gerada.
Ftrig é a energia do combustível fornecida ao sistema.
O Ftrig é dado pela Equação (3.3).
.
Ftrig f
Perdas
Vapor,
Vapor,
Caldeira C hiller
gerador
Perdas
Água gelada, Q frio
.
= m . PCI
(3.3)
Na Equação (3.2) a potência elétrica recebe o mesmo tratamento das potências térmicas
geradas, entretanto a energia elétrica é muito mais valiosa que a térmica. Isto ocorre
pelo fato destas equações terem sido avaliadas pela Primeira Lei da Termodinâmica.
O critério de avaliação de desempenho pela Segunda Lei é dado pelo fator de utilização
da disponibilidade (AUFtrig):
Q .
Q .
trig

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 42
AUF
trig
Avapprocesso
+ Afrio
+ Aw
= (3.4)
A
Sendo, Avapprocesso a disponibilidade recebida pelo vapor de processo;
Afrio a disponibilidade produzida em forma de água gelada;
f
Aw a disponibilidade da transferência de trabalho, ou seja, a disponibilidade
produzida em forma de eletricidade;
Af a entrada de disponibilidade através do combustível no sistema.
Outra forma de avaliação do desempenho da trigeração é a comparação entre a
quantidade de combustível necessária para geração das potências úteis com a
quantidade de combustível necessária para geração dos mesmos índices de potência
através de equipamentos separados. A economia de combustível ∆Ftrig, baseado em Li
(1996), é dada por:
.
Q trig Q frio W trig
∆Ftrig
= + + − F
η COP η
cald
.
.
c
trig
(3.5)
Onde η cald , COP e ηc é a eficiência da caldeira, do chiller do motor ou turbina a gás
pela Primeira Lei.
A razão entre a economia de combustível (∆Ftrig) e o consumo de combustível requerido
pelo sistema convencional é a taxa de economia da energia de combustível (FESRtrig)
expressa como:
ou
FESR
FESR
trig
trig
=
.
Q
η
trig
cald
cald
∆F
.
trig
Q frio W
+ +
COP η
.
trig
c
Ftrig
= 1−
(3.6)
. .
.
Q trig Q frio W trig
+ +
η COP η
c

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 43
Esta mesma avaliação pode ser feita utilizando-se o conceito da disponibilidade. A taxa
de economia da disponibilidade de combustível (FASRtrig) é obtida através da economia
de disponibilidade (∆Af).
Avapprocesso
Afrio
W trig
∆Atrig
= + + − A
ε ε ε
cald
a
.
c
f
(3.7)
Ondeε cald , ε a eε c é a eficiência da caldeira, do chiller do motor ou turbina a gás pela
Segunda Lei.
ou
FASR
FASR
trig
trig
=
A
vapprocesso
ε
cald
cald
∆A
+
trig
A
ε
frio
a
a
.
W
+
ε
trig
c
A f
= 1−
(3.8)
.
Avapprocesso
A frio W trig
+ +
ε ε ε
A equação do FASRtrig é similar à do FESRtrig. A primeira utiliza o conceito da
disponibilidade enquanto a segunda utiliza o conceito da conservação da energia.
Quando o combustível para um sistema de trigeração for o mesmo que o utilizado na
geração convencional, estes parâmetros devem apresentar o mesmo valor numérico (Li,
1996).
Coeficientes típicos da trigeração
Os produtos dos sistemas de trigeração são: a potência térmica em forma de vapor
( Q trig
.
), a potência de refrigeração ( Q frio
.
) e a potência elétrica ( W trig
.
). Li (1996) relata
que a relação entre estas potências é uma forma de qualificá-los. Desta forma, as
Equações (3.9) e (3.10) representam estas relações.
.
c
Q trig
α trig =
(3.9)
.
W trig

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 44
.
Q frio
κ trig =
(3.10)
.
W trig
A representação da Equação (3.2) em função de αtrig e κtrig é expressa pela Equação
(3.11).
EUF = ( 1+
α + κ ) ⋅η
(3.11)
trig
Ondeη trig é a eficiência da máquina térmica que produz a potencia elétrica pela Primeira
Lei. Em termos de equação η trig é expresso por:
W .
trig
trig
trig
trig
trig
η trig =
(3.12)
F
A taxa de economia da energia de combustível FESRtrig em termos de αtrig, κtrig e ηtrig é
dada por:
FESR
trig
1
= 1 −
(3.13)
⎛ α trig κ trig 1 ⎞
η ⎜ + +
⎟
trig
⎝η
cald COP ηc
⎠
Pelo conceito da disponibilidade afirma-se que os produtos da trigeração são a
disponibilidade térmica em forma de vapor (Avapprocesso), a disponibilidade produzida em
forma de água gelada (Afrio) e a disponibilidade da transferência de trabalho (Aw). Então,
define-se (βtrig) e o ( σ trig ) como sendo os parâmetro de avaliação equivalentes aos
( α trig ) e ( κ trig ) da análise pela Primeira Lei.
Avapprocesso
β trig =
(3.14)
A
w
w
A frio
σ trig =
(3.15)
A
A representação da Equação (3.4) em função de β trig e σ trig é expressa pela Equação
(3.16).
AUF = ( 1+
β + σ ) ⋅ε
(3.16)
trig
trig
trig
trig

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 45
Ondeε trig é a eficiência da máquina térmica que produz a potencia elétrica pela Segunda
Lei. Em termos de equação ε trig é expresso por:
=
A
w ε trig
(3.17)
Af
A Equação (3.8) em função de β trig , σ trig e ε trig é expressa por:
FASRtrig
1
= 1 −
(3.18)
⎛ β trig σ trig 1 ⎞
ε ⎜ + +
⎟
trig
⎝ ε cald ε a ε c ⎠
Na trigeração, os parâmetros β trig e σ trig que são baseados no conceito da disponibilidade
deverão ser sempre menor que os parâmetros αtrig e κtrig. Entretanto, o fator de utilização
da disponibilidade é mais razoável e realístico que o fator de utilização da energia para
avaliar o desempenho de sistemas de trigeração (Li, 1996).
Irreversibilidades
Na análise pela Segunda Lei da Termodinâmica é importante avaliar as
irreversibilidades geradas pelos sistemas. A irreversibilidade para um sistema de
trigeração é dada pela Equação (3.16).
I = A − A − A − A
(3.19)
trig
f
w
frio
vapprocesso
3.4 Estudo Econômico Para Sistemas Energéticos
O investimento em plantas de trigeração para substituição dos sistemas convencionais
de geração energética requer uma análise econômica antes do emprego efetivo do
recurso financeiro no empreendimento. A rotina de análise a ser desenvolvida
possibilita verificar a viabilidade econômica do empreendimento ao compará-lo a um
investimento no mercado financeiro.
Neste sentido, é interessante comparar os fatores a seguir:
• Avaliar minuciosamente os processos de geração de energia existentes,
verificando o desempenho dos equipamentos e o tempo de vida útil restante;

Capítulo 3 – Metodologia de Trabalho 46
• Analisar as condições de manutenção e operação, como os custos gastos com
insumos, funcionários e paradas periódicas;
• Verificar as formas de financiamento para o investimento nos equipamentos a
serem adquiridos, observando as taxas de juros, o período de carência para o
início do pagamento;
• Avaliar o custo da tarifa do combustível a ser utilizado, assim como a
disponibilidade de acesso ao mesmo em quantidade e qualidade necessária;
• Especificar os equipamentos necessários com os seus respectivos custos.
Acrescentar aos custos destes, as taxas de importação, custos de transportes, de
construção civil, start up, painéis elétricos e custos com os sistemas de
distribuição, proteção e cabos elétricos;
• Simular os custos de operação e manutenção após a instalação do sistema;
• Analisar todas as formas de possíveis receitas que a instalação deste sistema
possa ocasionar, como a comercialização do excedente de vapor ou energia
elétrica;
• Desenvolver cenários econômicos para auxiliar nas negociações de preço do
combustível junto à concessionária, órgãos públicos, etc.
Este estudo econômico tem sua fundamentação na teoria do Valor Presente Líquido
e utiliza a Equação (2.32) para a avaliação da viabilidade econômica dos sistemas
energéticos propostos.

Capítulo 4
ROTINA COMPUTACIONAL PARA AVALIAÇÃO DOS
DESEMPENHOS ENERGÉTICO E EXERGÉTICO
Neste Capítulo apresentam-se os fluxogramas das rotinas computacionais para
implantação no EES – Engineering Equation Solver com a finalidade de automatizar a
metodologia descrita no Capítulo 3. Essa metodologia foi utilizada para simular um
sistema de trigeração composto por uma turbina a gás, uma caldeira de recuperação e
um chiller de absorção que opera com a mistura Brometo de Lítio e água adequada aos
parâmetros energéticos do Hospital João XXIII. A finalidade deste programa é obter as
eficiências energética e exergética deste sistema proposto.
A aplicação do critério de desempenho para sistemas de trigeração inicia-se com a
especificação dos equipamentos a serem propostos aplicando a rotina do fluxograma da
Figura 4.1. Como fonte de apoio à rotina foi gerada uma base de dados, conforme
Apêndices 1 e 2, onde estão informações de catálogos das turbinas a gás e dos chillers
de absorção.
47

Capítulo 4 – Rotina Computacional para Avaliação dos Desempenhos Energético e Exergético 48
4.1 Fluxograma de seleção dos equipamentos da trigeração
Levantamento da
demanda elétrica nos
centros de consumo
Especificação do
equipamento de força
motriz
Início
Levantamento do
consumo de vapor
Especificação da
caldeira de
recuperação
Figura 4.1 – Fluxograma de seleção dos equipamentos de trigeração
Após a seleção dos equipamentos adequados, empregam-se as sub-rotinas da Figura 4.2
e 4.3 para a avaliação do desempenho termodinâmico do sistema proposto.
Fim
Levantamento da
demanda de
refrigeração
Especificação do
chiller de absorção

Capítulo 4 – Rotina Computacional para Avaliação dos Desempenhos Energético e Exergético 49
4.2 Fluxograma da sub-rotina de avaliação do desempenho do sistema de
trigeração pela Primeira Lei da Termodinâmica
Cálculo da potência
térmica a ser utilizada no
processo
Início
Cálculo da vazão
volumétrica do Gás
Natural
Cálculos dos estados
termodinâmicos no
equip. de força motriz
Cálculo da vazão mássica
de vapor produzido
Determinação do Pinch
Point
Cálculo da potência
térmica produzida pela
caldeira
Cálculo dos parâmetros
de avaliação energética
Fim
Figura 4.2 – Fluxograma de avaliação de desempenho pela Primeira Lei
Os parâmetros de avaliação energética são: αtrig, Equação (3.1); κ trig, Equação (3.2);
EUFtrig, Equação (3.4) e FESRtrig, Equação (3.7).
Cálculo da potência
térmica a ser recebida
pelo chiller

Capítulo 4 – Rotina Computacional para Avaliação dos Desempenhos Energético e Exergético 50
4.3 Fluxograma da sub-rotina de avaliação do desempenho do sistema de
trigeração pela Segunda Lei da Termodinâmica
Cálculo da disponibilidade
térmica destinada aos
processos
Início
Cálculo da disponibilidade
do combustível na entrada
do sistema
Cálculo da transferência de
trabalho disponível
Cálculo da eficiência do
equipamento de força
motriz
Cálculo da eficiência da
caldeira de recuperação
Cálculo da transferência de
calor disponível
Cálculo da eficiência do
chiller
1
Cálculo da disponibilidade
térmica recebida pela água
gelada

Capítulo 4 – Rotina Computacional para Avaliação dos Desempenhos Energético e Exergético 51
Figura 4.3 – Fluxograma de avaliação de desempenho pela Segunda Lei
Os parâmetros de avaliação exergética são: βtrig, Equação (3.8); σ trig, Equação (3.9);
AUFtrig, Equação (3.10) e FASRtrig, Equação (3.14).
No Anexo 1 deste trabalho constam as listagens da rotina computacional TrigeraTG.
1
Cálculo dos parâmetros de
avaliação exergética
Cálculo das
irreversibilidades
Fim

Capítulo 5
ESTUDO DE CASO APLICADO AO HOSPITAL JOÃO XXIII E
ANÁLISE DOS RESULTADOS
Para validação da metodologia desenvolvida foi realizado um estudo de caso com a
finalidade de comparar termo-economicamente o consumo de energia elétrica e os
processos de geração de utilidades atualmente existentes no Hospital João XXIII com o
sistema de trigeração proposto. A escolha do hospital para o estudo de caso vem ao
encontro da real necessidade de investimentos para a substituição dos equipamentos de
geração energética, principalmente os chillers de compressão que estão ultrapassados e
operando precariamente.
5.1 Configuração Atual do Hospital João XXIII
A instalação do hospital, cuja área total construída é de aproximadamente 14.550 m 2 em
um prédio de 10 pavimentos, é considerado como o centro de referência da Região
Metropolitana de Belo Horizonte para atendimento de urgência e emergência,
funcionando 24 horas por dia.
Em visitas técnicas à Comissão Interna de Conservação de Energia e às dependências
do hospital foram obtidas informações relevantes sobre o consumo de energia elétrica, o
sistema de ar condicionado e a produção de vapor.
A CICE é uma comissão criada no hospital sob a supervisão da Companhia Energética
de Minas Gerais com o objetivo de propor, implementar e acompanhar medidas efetivas
de utilização racional de energia.
A avaliação do consumo de eletricidade e a configuração dos equipamentos existentes
para a produção de vapor e água gelada estão representadas na seqüência.
52

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 53
a) Levantamento da demanda de energia elétrica nos centros de consumo
A Tabela 5.1 representa a participação de cada centro de consumo na potência instalada
no Hospital João XXIII. O percentual do consumo levantado foi obtido em função de
estimativas de tempo de operação e funcionamento (CICE, 2003). O consumo médio
mensal por equipamento foi baseado na média da conta de energia durante o ano de
2004, que foi de 332.200 kWh, conforme Tabela 5.2.
Tabela 5.1 – Caracterização energética dos centros de consumo do Hospital João XXIII
Uso final
Potência
Consumo levantado
instalada (kW) % kWh/mês
Aparelhos diversos 127 8,40 27.905
Ar comprimido e vácuo 40 3,60 11.959
Ar condicionado 425 42,00 139.524
Autoclave 80 5,30 17.607
Bombeamento de água 28 1,80 5.980
Elevadores 108 7,20 23.918
Iluminação 130 17,00 56.474
Máquinas de lavanderia 64 4,20 13.952
Sistema de refrigeração 29 2,00 6.644
Ventilação/Exaustão 112 7,50 24.915
Outros 13 1,00 3.322
Total 1.156 100 332.200
Fonte: CICE (2003) e Conta de energia da Cemig (2004)
Na Tabela 5.1 verifica-se que o sistema de ar condicionado é responsável por 42 % do
consumo total de energia elétrica.
A demanda de energia elétrica contratada junto à Cemig para o horário fora da ponta é
de 648 kW e para horário de ponta é de 590 kW, sendo destinadas três horas diárias para
o consumo de energia no horário de ponta.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 54
Os números atuais desta demanda são resultados da intervenção da CICE juntamente
com a Cemig, já que antes da crise energética de 2001, estes números eram de
1.530 kW para o horário fora da ponta e 1.250 kW para o horário de ponta.
Tabela 5.2 – Consumo de energia mensal durante o ano 2004
Mês Consumo Horário Fora da
Ponta (kWh)
Consumo Horário de
Ponta (kWh)
Janeiro 331.200 31.200
Fevereiro 338.400 31.200
Março 296.400 28.800
Abril 326.400 31.200
Maio 331.200 30.000
Junho 270.000 26.400
Julho 276.000 27.600
Agosto 280.800 26.400
Setembro 282.000 27.600
Outubro 297.600 28.800
Novembro 326.400 28.800
Dezembro 284.400 27.600
Média 303.400 28.800
Fonte: Conta de energia da Cemig (2004)
b) Produção e consumo de vapor
O vapor no Hospital João XXIII é gerado por duas caldeiras flamotubulares, conforme
mostrado na Figura 5.1. Uma das caldeiras é mantida como reserva ocorrendo a
alternância de operação entre elas a cada três meses. A operação da caldeira é realizada
por uma empresa terceirizada. O combustível utilizado é o óleo mineral 1A (BPF).

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 55
Figura 5.1 – Caldeira Flamotubular do Hospital João XXIII
Os dados de placa das mesmas estão relacionados abaixo:
• Marca: Ata
• Tipo: 18
• Modelo: H3N
• Ano de fabricação: 1990
• Vazão Mássica: 3.300 kg/h
• MPTA (Máxima Pressão de Trabalho Admissível): 1,055 MPa
• Pressão de teste: 1,589 MPa
• Superfície de vaporização: 108 m 2
As condições de trabalho verificadas encontram-se abaixo relacionadas:
• Temperatura do vapor gerado: 180 º C
• Temperatura da água na entrada da caldeira: 90 º C
• Período de operação: 7 dias/semana das 6 às 20h
• Consumo de óleo: 107,3 kg/h
• Vazão mássica de vapor em horário de pico: 2.900 kg/h
A distribuição do vapor por setores do hospital está representada pela Tabela 5.3.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 56
Tabela 5.3 - Distribuição do consumo de vapor
Localização Consumo (%)
Lavanderia 15
Esterilização 50
Cozinha 30
Aquecimento de água para banheiros 5
Fonte: Estimativa verbal dos coordenadores da CICE (2004)
c) Avaliação do sistema de ar condicionado central
As áreas climatizadas do Hospital João XXIII são assistidas por dois sistemas
completamente independentes em suas composições. O primeiro sistema é composto
por dois chillers Hitachi, modelo RCV 4004S, sendo um mantido como reserva. Este
sistema tem capacidade de 138 kW e fornece água gelada para climatização das
seguintes salas:
• Raio-x;
• Ultra-som;
• Tomógrafos;
• Manutenção eletrônica;
• Atendentes e técnicos;
• Auditório.
O segundo sistema é similar ao primeiro, com equipamentos do mesmo fabricante e de
maior capacidade. O modelo é o RCV 14004S e possui capacidade de 472,3 kW. Este
sistema tem a função de climatizar as seguintes áreas do hospital:
• Salas 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 e 9 do bloco cirúrgico;
• Corredores;
• Secretaria e sala de observação do bloco cirúrgico;
• CTI;
• Central de material e esterilização;
• Bloco cirúrgico do 1º andar;
• UTI's;

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 57
• Xerox;
• Diretoria;
• Laboratórios;
• Centro de processamentos de dados.
As seguintes áreas do hospital possuem aparelhos de ar condicionado instalados
diretamente nas janelas totalizando uma potência de refrigeração de 191,7 kW. São elas:
• Bancos de sangue;
• Centro de processamento de dados (sistema auxiliar);
• Setor de administração financeira;
• Setor de finanças;
• Tesouraria;
• Bancos;
• Chefia da manutenção.
A Figura 5.2 mostra os chillers de compressão que estão instalados no subsolo do
hospital. Estes chillers utilizam o R-22 como fluido refrigerante.
Figura 5.2 – Chiller de compressão Hitachi

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 58
d) Cálculo da eficiência dos equipamentos
Os cálculos das eficiências térmicas dos equipamentos atualmente existentes no
Hospital João XXIII estão no Anexo 2 deste trabalho. A Tabela 5.4 apresenta os
resultados obtidos através destes cálculos.
Tabela 5.4 – Resultados das eficiências calculadas
Primeira Lei η = 55,
2%
Caldeira Flamotubular Segunda Lei ε = 24,
2%
Primeira Lei COP= 1,44
Chillers de Compressão Segunda Lei Não calculado
Os valores obtidos para as eficiências térmicas são considerados baixos. Entretanto,
deve-se considerar que foram baseados em informações de consumo de longo prazo,
como médias anuais.
5.2 Apresentação da Configuração Proposta
O sistema de trigeração proposto utiliza o ciclo da turbina a gás, que nesta configuração
visa atender prioritariamente o consumo de vapor, calculado em 4.665 kg/h, sendo que
destes, 1.584 kg/h são destinados ao chiller de absorção e o restante para os processos
hospitalares.
Os dados técnicos da turbina selecionada foram extraídos do Apêndice 1 e estão
relacionados a seguir:
• Potência: 1590 kW
• Eficiência: 25 %
• Vazão de gás: 8,53 kg/s
• Temperatura do gás: 565 º C
• Razão de compressão: 6,6
• Fabricante: OPRA
• Modelo: OP-16S1A
cald
cald

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 59
Devido à substituição dos dois chillers de compressão por um de absorção a demanda
elétrica estimada para o horário de ponta passa ser de 410 kW. O excedente 1.180 kW
de energia elétrica a ser produzido com esta configuração pode ser, por exemplo,
disponibilizado para venda no Mercado Atacadista de Energia.
A escolha de uma turbina a gás para o sistema proposto se justifica pelo fato destes
equipamentos serem mais adequados quando há necessidade de altas vazões de gás de
exaustão com temperaturas mais elevadas.
Na especificação da caldeira de recuperação de calor sensível foram utilizados os dados
técnicos das caldeiras flamotubulares instaladas, sendo selecionada a caldeira modelo
AV-4 horizontal do fabricante Aalborg. O sistema proposto utiliza uma única caldeira
de recuperação para atender à demanda de vapor nos processos hospitalares e, também,
o consumo do chiller de absorção.
Para especificação do chiller de absorção foi sugerido o emprego de chillers de duplo
efeito, já que estes apresentam o COP maior que os equipamentos similares de simples
efeito e a qualidade do vapor produzido pela caldeira de recuperação é adequado à sua
necessidade. O chiller selecionado foi o ABTF-380 de do fabricante Trane, cujos dados
de catálogo foram extraídos do Apêndice 2 e estão relacionados a seguir:
• Capacidade: 1266 kW
• COP: 1,20
• Razão de Vapor: 1,25 kg/kWh
• Vazão de água gelada: 196 m 3 /h
• Temperatura da água gelada na entrada do chiller: 12,20 º C
• Temperatura da água gelada na saída do chiller: 6,67 º C
A demanda atual de água gelada do hospital é de 802 kW e o excedente de 464 kW,
previsto nesta configuração, é para atender à necessidade de climatização em áreas que
não dispõe desta utilidade atualmente, como os ambulatórios do andar térreo, a cozinha
e a lavanderia. Nestas áreas a temperatura média anual é bem superior à temperatura
ambiente tornando-se áreas praticamente insalubres.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 60
5.2.1 Apresentação dos resultados obtidos a partir da Primeira Lei da
Termodinâmica
Os resultados a serem apresentados na seqüência foram calculados no programa
computacional TrigeraTG que se está no Anexo 1 deste trabalho. A Figura 5.3
representa o esquema do sistema de trigeração proposto para o hospital com a
representação dos dados de entrada para os cálculos a serem realizados.
Compressor
Ar (T1, P1)
Figura 5.3 – Esquema do sistema de trigeração com parâmetros da Primeira Lei
Resultados - Turbina a gás
Tabela 5.5 – Resultados dos cálculos para o ciclo da turbina a gás pela Primeira Lei
Temperatura do ar na entrada do Compressor – T1
Pressão do ar na entrada do Compressor - P1
Volume de Combustível admitido - V f
.
Poder Calorífico Inferior do Gás Natural – PCI
Potência Elétrica - Wtrig
Temperatura dos gases na exaustão – T4
Vazão mássica dos gases - m gas
.
Eficiência - ηtg
Gás Natural (v comb , PCI)
Câmara de
combustão
Gases Alta
Temperatura
(m gas, T4)
Água
(T7, P7)
Turbina
Água
Eletricidade
(W TRIG)
G
(Pinch)
Caldeira de
Recuperação
Vapor processo
(mvapprocesso)
Gase s a baixa
temperatura
(T6)
Vapor
(m vapor, T9, X9)
(mvapchiller)
Chiller de
absorção
Água Gelada para
Fancois
(m agua , T10, P10)
Retorno Água
(T11, P11)
288 K
93 kPa
0,1691 Nm 3 /s
50.050 kJ/kg
1.590 kW
838 K
8,53 kg/s
28,35 %

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 61
Resultados - Caldeira de Recuperação de Calor Sensível
Tabela 5.6 – Resultados dos cálculos para a caldeira de recuperação pela Primeira Lei
Vazão mássica de vapor - m vapor
.
Vazão de vapor destinado aos processos - m vapprocesso
.
Vazão de vapor destinada ao chiller - m vapchiller
.
Temperatura dos gases para atmosfera – T6
Temperatura da água na entrada da caldeira de recuperação – T7
Temperatura do vapor – T9
Pressão da água na entrada da caldeira de recuperação – P7
Pressão do vapor na saída da caldeira de recuperação – P9
Título do vapor – X9
Pinch Point – Pinch
Eficiência - ηcald
Resultados - Chiller de Absorção
1,296 kg/s
0,856 kg/s
0,4396 kg/s
423 K
90 ºC
212,4 ºC
2.000 kPa
2.000 kPa
1
5
28,36 ºC
Tabela 5.7 – Resultados para os cálculos do chiller de absorção pela Primeira Lei
Pressão da água gelada na saída do chiller - P10
Pressão da água gelada retornando ao chiller - P11
Temperatura da água na saída do chiller – T10
Temperatura da água gelada retornando ao chiller - T11
Coeficiente de Desempenho – COP
80 %
2.500 kPa
2.000 kPa
6,67 ºC
12,2 ºC
1,20

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 62
Resultados - Parâmetros de Desempenho
Tabela 5.8 – Parâmetros de Desempenho pela Primeira Lei
αtrig
κtrig
EUFtrig
FESRtrig
Parâmetro Resultado
1,303
0,7962
0,7748
0,3643
5.2.2 Apresentação dos resultados obtidos a partir da Segunda Lei da
Termodinâmica
A Figura 5.4 representa os dados de entrada e os resultados calculados, cujos valores
serão apresentados na seqüência.
Compressor
Ar (T0, P0)
Gás Natural (A comb )
Câmara de
combustão
( Acc )
Gases Alta
Temperatura
(Agas )
Turbina
Água
Eletricidade
Caldeira de
Recuperação
Vapor processo
(Avapprocesso )
Gases para a
atmosfera
(A chiller )
Chiller de
absorç ão
Água Gelada para
Fancoils (Arrio)
Figura 5.4 – Esquema do sistema de trigeração com parâmetros da Segunda Lei
G
(Aw)
Vapor
(Avapor)
Retorno Água

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 63
Resultados - Turbina a gás
Tabela 5.9 – Resultados para os cálculos do ciclo da turbina a gás pela Segunda Lei
Disponibilidade que entra no sistema através do combustível – Af
Disponibilidade da transferência de calor na Câmara de Combustão - Acc
Disponibilidade que deixa a turbina através dos gases de exaustão - ∆Agas
Transferência de disponibilidade de trabalho - Aw
Eficiência - εc
Resultados - Caldeira de Recuperação de Calor
6.360 kW
4.729 kW
1.995 kW
1.590 kW
33,6 %
Tabela 5.10 – Resultados para os cálculos da caldeira de recuperação pela Segunda Lei
Disponibilidade do vapor - Avapor
Disponibilidade do vapor destinado aos processos - Avapprocesso
Disponibilidade do vapor destinado ao consumo do chiller - Avapchiller
Eficiência - εcald
Chiller de Absorção
1.147 kW
757,8 kW
389,2 kW
57,5 %
Tabela 5.11 – Resultados para os cálculos para o chiller de absorção pela Segunda Lei
Disponibilidade da água gelada - Afrio
Eficiência – εa
Resultados - Parâmetros de Desempenho
Tabela 5.12 – Parâmetros de desempenho pela Segunda Lei
βtrig
σtrig
AUFtrig
FASRtrig
Parâmetro Resultado
0,4766
0,00118
0,3694
0,01178
1,87 kW
0,48 %
A baixa eficiência pela Segunda Lei do chiller de absorção ocorre porque o mesmo
requer vapor a 212,4ºC para diminuir a temperatura da água de climatização de 12,2

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 64
para 6,67 ºC. Por este motivo atribui-se ao chiller o maior percentual de degradação da
disponibilidade do sistema totalizando 99,5 %.
5.3 Análise de sensibilidade
A fim de avaliar a viabilidade econômica do sistema de trigeração foram simulados seis
cenários diferenciados por tópicos que serão relacionados a seguir:
a) Equipamentos de geração energética do Hospital João XXIII
Os equipamentos atualmente existentes no Hospital João XXIII estão para serem
substituídos devido ao baixo rendimento que estes apresentam e, também em função da
dificuldade de mantê-los operando em condições ideais com a proximidade do final da
vida útil dos mesmos. A previsão de substituição dos chillers de compressão é para o
início do ano de 2006 com valor estimado em R$ 1.000.000,00. As caldeiras vêm
operando há 15 anos e para esta simulação financeira é previsto a substituição das
mesmas em cinco anos, sendo considerado o valor unitário do equipamento em
R$ 525.250,00 (Matche, 2004).
b) Custo de operação e manutenção atual
A Tabela 5.13 representa os custos de operação e manutenção anual avaliados em março
de 2005.
Energia Elétrica
Óleo BPF
Funcionários
Manutenção
Parada
(Cada 5 anos)
Tabela 5.13 – Custos operacionais atuais
Consumo Mensal
332.200 kWh
45.000 kg
R$ 1.500,00/Funcionário
2 % dos Equipamentos
4 % dos Equipamentos
Fonte: Pesquisa de campo (2005) e Coelho (2001)
Custo anual
R$ 816.273,31
R$ 492.750,00
R$ 126.342.45 (3 Funcionários)
R$ 41.010,00
R$ 82.020,00

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 65
c) Financiamento
No Brasil ainda não existe uma linha de financiamento do Banco Nacional de
Desenvolvimento Econômico e Social para compra de equipamentos destinados à
geração de energia.
Desta forma, este estudo utiliza uma linha de crédito criada para incentivar o
crescimento da indústria nacional, chamado FINAME. O FINAME é um programa
especial de financiamento suportado pela Agência de Financiamento Industrial de
mesmo nome (FINAME) e pertencente ao BNDES. O objetivo do FINAME é apoiar a
produção e comercialização de equipamentos nacionais novos cadastrados nessa
agência. O financiamento é realizado em 60 meses, com 12 meses de carência para
início de pagamento sob a Taxa de Juros a Longo Prazo, que é de aproximadamente
1,2 % ao mês.
d) Custo do Gás Natural
O custo do gás natural e a sua disponibilidade próxima ao centro consumidor são fatores
preponderantes para determinação da viabilidade de um projeto de cogeração/
trigeração. Atualmente no Estado de Minas Gerais não existe uma política de preços
exclusiva para fins de geração de energia. Em outros Estados, como o Rio de Janeiro, a
companhia de gás natural possui uma política de preços diferenciada para alguns setores
industriais e também para cogeração.
Para esta simulação econômica foi utilizada a tarifa base do gás natural de R$ 0,6093
por Nm 3 . Este valor se refere ao quanto a Companhia de Gás de Minas Gerais venderia
a mesma quantidade deste insumo energético a uma indústria para quaisquer finalidades
a pressão de 6 MPa. O cálculo do importe é realizado em uma previsão mensal de
consumo que para a configuração proposta é de 438.307 Nm 3 .
e) Investimento em equipamentos para a trigeração
Os investimentos previstos para aquisição dos equipamentos necessários para
configuração do sistema de trigeração proposto estão relacionados na Tabela 5.14.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 66
Tabela 5.14 – Custo do investimento para o sistema proposto
Turbina a Gás
Equipamento Valor (US$)
Caldeira de recuperação
Chiller de absorção
Total
$1.033.500
$310.050
$270.000
$1.613.550
A Tabela 5.15 tem como finalidade referenciar o custo do investimento em
equipamentos padronizados usados na trigeração.
Tabela 5.15 – Custo de investimento em equipamentos para trigeração
Equipamento Custo (US$/kW)
Turbina a gás 500 – 850
Caldeira de Recuperação de calor 90 – 210
Chiller de absorção de simples efeito Água-BrLi 199 - 210
Chiller de absorção de duplo efeito Água-BrLi 213 - 223
Chiller de absorção de Água-NH3
285 – 398
Chiller de compressão 270 - 300
Fontes: Dhamadhikari (2000), Trigemed (2004) e Matche (2004).
Para concretização do custo total do investimento devem-se somar ao valor dos
equipamentos as seguintes taxas e custos (Coelho, 2001):
• Taxas de importação – 5 %;
• Custos de transporte – 5 %;
• Construção civil – 3 %;
• Custo de Start up – 2 %;
• Sistema de distribuição, proteção e cabos elétricos – 4 %;
• Painéis elétricos – 2 %.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 67
f) Custos de operação após a instalação da trigeração
A Tabela 5.16 representa os dados referentes à simulação dos custos operacionais após a
instalação do sistema de trigeração.
Gás Natural
Funcionários
Manutenção
Parada
(Cada 5 anos)
Tabela 5.16 – Custos operacionais do sistema proposto
Consumo Mensal
438.307 Nm 3
R$ 2.000,00/Funcionário
2 % Equipamentos
4 % Equipamentos
g) Excedente de energia elétrica produzida
Custo anual
R$ 3.249.237,02
R$ 224.608,80 (4 Funcionários)
R$ 80.660,40
R$ 161.320,80
Conforme apresentado anteriormente, a demanda de energia elétrica no Hospital João
XXIII na nova configuração energética passou a ser de 410 kW. Assim, há um
excedente de potência elétrica disponível na ordem de 1.180 kW. Nesta simulação está
sendo previsto a sua comercialização para a Cemig. Entretanto, existem outras formas
de se utilizar este excedente, como por exemplo, suprindo os hospitais da rede pública
de saúde que estão localizados próximos ao Hospital João XXIII, como o Centro Geral
de Pediatria, o Semper e o Hospital da Previdência.
Considerando o valor de R$104,71 para cada 1.000 kWh na comercialização da energia
excedente, este sistema ao operar 24 horas por dia e 365 dias por ano produziria uma
receita anual de R$ 1.006.600,00. O valor considerado para venda da energia é o mesmo
que o hospital paga junto à concessionária no horário fora da ponta. Para o horário de
ponta o valor da energia é de R$ 212,93 por 1.000 kWh (Conta de energia,
Março/2005).
Um fator importante a ser observado é que com a disponibilização de energia nos
grandes centros urbanos cria uma margem para melhorias nas instalações existentes,
investimentos em espaços sociais e culturais, sendo que, normalmente, as subestações
localizadas nestes não possuem espaço físico para expansões.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 68
As Figuras 5.5, 5.6, 5.7, 5.8 e 5.9 representam as curvas referentes aos valores do
investimento acumulado no período de 30 anos, tendo como base os dados acima
apresentados nos cenário abaixo:
Cenário 1
• Gás Natural: R$ 0,6093 por Nm 3 ;
• Taxa de atratividade do mercado financeiro: 1,2 % ao mês.
Acumulado
2.000.000
0
-2.000.000
-4.000.000
-6.000.000
-8.000.000
-10.000.000
-12.000.000
Cenário 1
1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29
Ano
Figura 5.5 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 1
No Cenário 1 observa-se que a comparação entre o investimento no sistema de
trigeração com uma aplicação no mercado financeiro por um investidor, a uma taxa de
atratividade de 1,2 %, não é conveniente. O elevado custo da tarifa do gás natural,
praticado sem uma política de incentivos à cogeração, associado ao baixo custo da
energia elétrica contribuem negativamente para o retorno deste investimento.
Cenário 2
• Gás Natural: R$ 0,4265 por Nm 3 ;
• Taxa de atratividade do mercado financeiro: 1,2 % ao mês.
Para o Cenário 2 foi considerado um desconto de 30% sobre o valor tarifa praticado
pela Gasmig ao fornecer a mesma quantidade gás para uma indústria. Nesta

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 69
configuração o investimento ainda não é viável, porém há uma diminuição significativa
em relação aos valores apresentados no Cenário 1.
Acumulado
Cenário 3
200.000
0
-200.000
-400.000
-600.000
-800.000
-1.000.000
-1.200.000
Cenário 2
1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29
Ano
Figura 5.6 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 2
• Gás Natural: R$ 0,30465 por Nm 3 ;
• Taxa de atratividade do mercado financeiro: 1,2 % ao mês.
Uma redução de 50 % no custo da tarifa de gás natural foi proposta no Cenário 3 e o
investimento passou a ser pagar após 29 anos de operação. Entretanto, o tempo de vida
útil estimado para os equipamentos utilizados nesta configuração é de 20 anos
(Trigemed, 2004).

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 70
Acumulado
Cenário 4
500.000
0
-500.000
-1.000.000
-1.500.000
-2.000.000
-2.500.000
Cenário 3
1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29
Ano
Figura 5.7 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 3
• Gás Natural: R$ 0,30465 por Nm 3 ;
• Taxa de atratividade do mercado financeiro: Desconsiderada.
Acumulado
15.000.000
10.000.000
5.000.000
0
-5.000.000
Cenário 4
1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29
Ano
Figura 5.8 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 4
Para este cenário não foi considerada a taxa de atratividade do mercado financeiro por
se tratar de um possível investimento compulsório da concessionária de energia elétrica.
Pela legislação do setor elétrico as concessionárias de energia elétrica devem
disponibilizar 0,25 % do seu faturamento em treinamento e investimentos em clientes.

Capítulo 5 – Estudo de Caso Aplicado ao Hospital João XXIII e Análise dos resultados 71
O Cenário 4 apresenta o tempo de retorno do investimento em 8 e seis meses,
considerando os mesmos 50% de desconto sobre a tarifa do gás natural.
Cenário 5
• Gás Natural: R$ 0,3591 por Nm 3 ;
• Taxa de atratividade do mercado financeiro: Desconsiderada.
Valor Acumulado
15.000.000,00
10.000.000,00
5.000.000,00
-
(5.000.000,00)
Cenário 5
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32
Ano
Figura 5.9 – Curva de retorno do investimento para o Cenário 5
O Cenário 5 propõe uma configuração utilizando o custo da tarifa de gás natural com
um incentivo real, praticado pela CEG Rio ao segmento industrial barrilhista do Estado
do Rio de Janeiro. Além deste setor industrial, os segmentos industrial salineiro e
ceramista também possuem benefícios para a compra do gás natural com tarifas
reduzidas.
Este cenário foi proposto com o intuito de demonstrar que é possível conceder
benefícios econômicos para incentivar a cogeração/trigeração no Brasil.

Capítulo 6
CONCLUSÕES E CONSIDERAÇÕES FINAIS
Neste trabalho foi desenvolvida uma proposta metodológica de análise do desempenho
energético e econômico de sistemas de trigeração.
O desenvolvimento de um banco de dados com informações técnicas referentes aos
principais equipamentos utilizados na cogeração/trigeração e a identificação das
equações de avaliação energética e exergética dos mesmos foram base de sustentação
para este trabalho.
A metodologia descrita no Capítulo 3 foi automatizada em um programa computacional
em EES com a finalidade de identificar de forma rápida e segura o desempenho de um
sistema de trigeração composto por turbina a gás, caldeira de recuperação e chiller de
absorção.
O estudo de caso realizado no Capítulo 5 possibilitou a validação desta metodologia em
uma instituição do setor terciário da economia. Neste estudo, foi simulada a
configuração de um sistema energético com foco no atendimento da demanda térmica.
Esta simulação apresentou resultados satisfatórios no que tange aos conceitos
termodinâmicos de eficiência, suprindo todas as necessidades de energia térmica e
elétrica da instituição, além de apresentar um excedente de geração de eletricidade. A
configuração proposta apresentou eficiência energética de 77,5 %, exergética de 36,9 %
e, se os resultados obtidos com a trigeração fossem comparados à mesma produção
energética obtida por sistemas convencionais operando em separado, haveria uma
redução no consumo de combustível de 36,4 %.
Entretanto, a inexistência de uma política de incentivos à produção energética por
cogeração no Estado de Minas Gerais acarreta um alto custo da tarifa do combustível,
72

Capítulo 6 – Conclusões e considerações finais 73
fazendo com que quaisquer investimentos desta natureza se tornem inviáveis na
condição atual.
Assim, foram criados cenários econômicos com a finalidade de auxiliar na possível
elaboração de uma política tarifária exclusiva para o segmento hospitalar. Através dos
resultados obtidos, conclui-se que há necessidade de redução de 50 % sobre o valor da
tarifa que é praticada atualmente para o setor industrial com anulação da taxa de
atratividade do mercado. Tal nível de redução tarifária para sistemas de trigeração,
reduziria o tempo de retorno do investimento para aproximadamente 8 anos.
Como sugestão para trabalhos futuros fica a proposta de elaboração da análise termoeconômica
de um sistema de trigeração composto por motor a gás, caldeira de
recuperação com queima auxiliar e chiller de absorção.

Bibliografia Citada
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78

Apêndice A
BANCO DE DADOS DAS TURBINAS A GÁS
Tabela A.1 - Dados técnicos e econômicos das turbinas a gás
Fabricante Modelo Eficiência (%) Potência
ISO (kW)
Rel.
pressão
Vazão de gás
(kg/s)
Temp.
Exaustão (ºC)
Preço (US$)
Kawasaki Heavy Industries S1A-02 25,00 222 9 1,81 520 $182.040
Pratt & Whitney Canada ST5 Recuperated 32,70-34,40 395 - 2,22-2,37 365-372 $323.900
Kawasaki Heavy Industries S1T-02 25,00 430 9 3,54 520 $352.600
Pratt & Whitney Canada ST5 Simple Cycle 23,50-24,60 457 - 2,30-2,46 587-630 $374.740
Pratt & Whitney Canada ST6L-721 23,40-23,80 508 6,6 3-3,09 514-541 $416.560
Vericor ASE8-1000 22,10 548 10,6 3,58 493,1 $385.244
Volvo Aero VT600 24,70 635 8,9 3,58 538 $520.700
Kawasaki Heavy Industries S2A-01 24,70 646 8,5 5,03 474 $529.720
Pratt & Whitney Canada ST6L-795 24,70-24,80 678 7,4 3,24-3,31 589-621 $555.960
Pratt & Whitney Canada ST6L-813 26,00-26,50 848 8,5 3,92-4,04 566-588 $677.552
Turbomeca Makila TI 27,10 1050 9,6 5,44 505 $879.900
79

Banco de Dados das Turbinas a Gás 80
Fabricante Modelo
Eficiência
(%)
Potência
ISO (kW)
Rel.
pressão
Vazão de gás
(kg/s)
Temp. Exaustão
(ºC)
Preço
(US$/kW)
Preço (US$)
Mitsui E & S SB5 27,60 1080 10 4,99 492 779 $841.320
Motor Sich-Progress TB3-137 27,60 1100 7,5 7,3 421 779 $856.900
Ishikawajima-Harima Heavy Ind. IM150 27,60 1100 9,4 5,44 486,1 779 $856.900
Pratt & Whitney Canada ST6L-90 28,0-28,50 1175 10,4 5,17-5,34 536-565 779 $915.325
Tuma Turbomach TBM-S20 28,00 1204 6,7 6,53 507 779 $937.916
Solar Turbines Saturn 20 24,30 1210 6,8 6,53 504,4 558 $675.180
Kawasaki Heavy Industries M1A-01 25,00 1218 8 8,12 515 779 $948.822
Kawasaki Heavy Industries M1A-11 24,30 1235 9,3 8,16 463 558 $689.130
Kawasaki Heavy Industries M1A-03 25,00 1433 8,8 9,25 550 738 $1.057.554
Dresser-Rand KG2-3C 15,80 1450 3,9 12,79 570 738 $1.070.100
Kawasaki Heavy Industries M1A-13 24,00 1473 9,4 8,12 518 638 $939.774
Kawasaki Heavy Industries M1A-13D 24,00 1473 9,5 7,98 529 638 $939.774
Kawasaki Heavy Industries M1A-06 25,00 1527 8,8 9,39 550 738 $1.126.926
OPRA Optimal Radial Turbine OP-16S1A 24,00 1590 6,6 8,53 565 638 $1.014.420
OPRA Optimal Radial Turbine OP-16S2A 24,00 1720 6,7 8,53 585 638 $1.097.360
Ishikawajima-Harima Heavy Ind. IM270 24,00 1800 12,2 9,66 517,2 638 $1.148.400

Banco de Dados das Turbinas a Gás 81
Fabricante Modelo
Eficiência
(%)
Potência
ISO (kW)
Rel.
pressão
Vazão de
gás (kg/s)
Temp.
Exaustão (ºC)
Preço
(US$/kW)
Preço (US$)
Dresser-Rand KG2-3E 16,20 1830 4,7 14,97 550 656 $1.200.480
Pratt & Whitney Canada ST18A 30,2-31,20 1961 14 7,97-8,40 532-559 611 $1.198.171
Kawasaki Heavy Ind. M1A-23 25,00 2043 11,3 9,71 570 600 $1.225.800
Kawasaki Heavy Ind. M1T-01 25,00 2292 8 16,24 515 600 $1.375.200
Kawasaki Heavy Ind. M1A-13CC(Steam) 25,00 2299 8,9 8,48 590 600 $1.379.400
Turbomeca Eurodyn 25,00 2370 18 11,48 460 600 $1.422.000
Aviadvigatel GTU-2.5P 25,00 2500 5,8 24,35 378 600 $1.500.000
Motor Sich-Progress AI-20DMHch 25,00 2500 9 19,37 520 600 $1.500.000
Centrax Gas Turbine CX501-KB3 25,00 2682 8,1 12,84 566 600 $1.609.200
Fonte: Gas Tubine World Handbook (2000-2001)

Fabricante
Modelo
Apêndice B
BANCO DE DADOS DOS CHILLERS DE ABSORÇÃO
Tabela B.1 – Dados técnicos dos chillers de absorção
Capacidade
(kW)
COP
Efeito
82
Razão de vapor
(kg/kWh)
Vazão de água
Gelada (m 3 /h)
Preço (US $)
Trane 112 380 0,63 Simples 2,60 58,6 $75.620
Trane 129 444 0,63 Simples 2,60 68,6 $88.356
Trane 148 515 0,63 Simples 2,60 79,5 $102.485
Trane 174 572 0,64 Simples 2,55 88,3 $113.828
Trane 200 663 0,64 Simples 2,55 102,4 $131.937
Trane 228 770 0,64 Simples 2,55 118,9 $153.230
Trane 256 868 0,64 Simples 2,55 133,9 $172.732
Trane 294 1011 0,64 Simples 2,55 155,9 $201.189
Trane 354 1190 0,61 Simples 2,68 183,6 $236.810
Trane 385 1294 0,64 Simples 2,53 199,8 $257.506
Trane 420 1402 0,64 Simples 2,53 216,6 $278.998
Trane 465 1562 0,64 Simples 2,55 241,3 $310.838

Apêndice B – Banco de Dados dos Chillers de Absorção 83
Fabricante
Modelo
Capacidade
(kW)
COP
Efeito
Razão de vapor
(kg/kWh)
Vazão de água
Gelada (m 3 /h)
Preço (US $)
Trane ABTF-380 1.266 1,20 Duplo 1,25 196 $269.658
Trane ABTF-440 1.498 1,21 Duplo 1,25 231 $319.074
Trane ABTF-500 1.734 1,21 Duplo 1,24 268 $369.342
Trane ABTF-575 1.963 1,21 Duplo 1,24 303 $418.119
Trane ABTF-660 2.318 1,22 Duplo 1,24 358 $493.734
Trane ABTF-750 2.691 1,21 Duplo 1,24 416 $573.183
Trane ABTF-850 3.218 1,23 Duplo 1,23 497 $685.434
Trane ABTF-950 3.623 1.23 Duplo 1,23 559 $771.699
Trane ABTF-1050 4.027 1.24 Duplo 1,22 621 $857.751
Trane ABTF-1150 4.428 1.24 Duplo 1,22 684 $943.164
Trane ABTF-1200 4.446 1,19 Duplo 1,27 686 $946.998
Trane ABTF-1350 4.991 1,19 Duplo 1,27 770 $1.063.083
Trane ABTF-1500 5.533 1,19 Duplo 1,27 854 $1.178.529
Trane ABTF-1650 6.053 1,20 Duplo 1,26 934 $1.289.289

Onde,
m .
Apêndice C
CÁLCULO DAS EFICIÊNCIAS DOS EQUIPAMENTOS
EXISTENTES NO HOSPITAL JOÃO XXIII
a) Eficiência pela Primeira Lei da Termodinâmica da Caldeira Flamotubular
η
m
=
m
vapor
cald .
.
óleo
84
x(
h − h )
s
xPCI
vapor é representado pelo vazão média estimada de 0,4167 kg/s, hs é dado em função
do vapor saturado à 180 ºC, he , em função da água líquida comprimida à 90 ºC e a
m óleo
.
é
igual ao consumo médio horário de 0,0298 kg/s. O PCI do óleo 1A é 40.540 kJ/kg.
Assim:
η
cald
0,
4167x(
2778 − 376,
9)
=
0,
0298x40.
540
η cald
= 55,
2%
b) Eficiência pela Segunda Lei da Termodinâmica da Caldeira de recuperação
cald
mvapor ( af e − af
= .
mOleo
( af )
Composição do óleo BPF (1A). Percentual em peso.
Carbono = 81,9 %
ε
.
óleo
e
i
)

Apêndice C – Cálculo das eficiências dos equipamentos existentes no hospital João XXIII 85
H2 = 11,1 %
S = 5,0 %
H2O =2,0 %
Poder Calorífico Inferior do Óleo - PCI = 40540 kJ/kg
a ch
f
a ch
f
( T0
, P0
)
⎛ H ⎞ ⎛ O ⎞ ⎛ S ⎞⎛
⎛ H ⎞⎞
= 1,
034 + 0,
0013⎜
⎟ + 0,
0756⎜
⎟ + 1,
5960⎜
⎟⎜1−
0,
0145⎜
⎟⎟
PCI
⎝ C ⎠ ⎝ C ⎠ ⎝ C ⎠⎝
⎝ C ⎠⎠
( T0
, P0
)
⎛ 0,
111 ⎞ ⎛ 0 ⎞ ⎛ 0,
05 ⎞⎛
⎛ 0,
111 ⎞⎞
= 1,
034 + 0,
0013⎜
⎟ + 0,
0756⎜
⎟ + 1,
5960⎜
⎟ ⎜
⎜1−
0,
0145⎜
⎟ ⎟
40540
⎝ 0,
819 ⎠ ⎝ 0,
819 ⎠ ⎝ 0,
819 ⎠⎝
⎝ 0,
819 ⎠⎠
a
fe − a fi
a ch
f
= 45867,
8
kJ
kg
a − a = h − h ) − T ( s − s )
fe
fi
( e i 0 e i
= ( 2778 − 376,
9)
− 298(
6,
586 −1,
192)
a fe − a fi
cald = ε
0,
0298
= 793,
69
0,
4167
ε cald
x
x
kJ
kg
( 793,
69)
( 45867,
8)
= 24,
2%
Obs: Cálculo baseado no Capítulo 6 do livro do Applied Thermodynamics : Availability
Method and Energy Conversion (Li, 1996)
c) Coeficiente de Desempenho do Chiller de compressão
COP =
P
P
útil
610,
3
COP =
425
fornecida
COP
= 1,
44
kW
kW

Anexo 1
PROGRAMA COMPUTACIONAL TRIGERATG
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