Universidade Federal do Rio de Janeiro Escola Politécnica Engenharia Naval e Oceânica

Universidade Federal do Rio de Janeiro

Escola Politécnica

Engenharia Naval e Oceânica

Aspectos da Conversão de Motores Diesel para Dual Fuel em

Navios de Apoio a Plataformas.

Projeto de Graduação

Igor Monteiro de Miranda Lins

DRE: 108037036

Professor Orientador Luiz Antônio Vaz Pinto

“

Aspectos da Conversão de Motores Diesel para Dual Fuel em

Navios de Apoio a Plataformas.”

Igor Monteiro de Miranda Lins DRE: 108037036

Projeto Final apresentado ao Departamento de Engenharia Naval e Oceânica, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários a obtenção do título de Bacharel em Engenharia Naval e Oceânica.

“

Aspectos da Conversão de Motores Diesel para Dual Fuel em

Navios de Apoio a Plataformas.”

Igor Monteiro de Miranda Lins DRE: 108037036

PROJETO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA NAVAL E OCEÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO NAVAL E OCEÂNICO.

APROVADO POR:

________________________________________ Luiz Antônio Vaz Pinto, D. Sc. (ORIENTADOR)

________________________________________ Ulisses A Monteiro V Barbosa, D.Sc. (Engenheiro Pesquisador, COPPE/UFRJ)

________________________________________ Ricardo Homero Ramirez Gutierrez, M.Sc.

Agradecimentos:

Por mais que em todos esses anos de curso muitos nomes tenham me ajudado, não posso esquecer os nomes que foram responsáveis pela formação do meu caráter e que me fizeram a pessoa que sou hoje.

Primeiramente gostaria de agradecer a minha falecida mãe, Jane Mary Silva Monteiro, a pessoa mais guerreira e marcante da minha vida, pois foi com ela que aprendi a focar nos meus objetivos e não deixar nada me desanimar. Não posso esquecer também do meu tio Joel Monteiro Junior e meu pai Aurélio de Miranda Lins, que foram meus pilares e me ajudaram sempre que precisei nessa jornada.

Sou muito agradecido pelos amigos que fiz nessa faculdade, pelos que me apoiaram nesse caminho tortuoso e que sempre torceram por mim. Sei que a torcida continua e farei todo o possível para não decepcionar ninguém, muito menos a mim mesmo.

Sumário

1. Introdução ... 5

2. Objetivo: ... 5

3. Motivação:... 6

4. Metodologia: ... 6

5. Sistema Propulsivo: Diesel Elétrico ... 8

5.1. Ciclo Diesel ... 10

6. Sistema Propulsivo: LNG ... 11

6.1. Ciclo Otto ... 12

7. Cálculos dos Consumos para os Sistemas Diesel Elétricos e Dual Fuel ... 14

7.1. Cálculo de Consumo de Combustível: Diesel Elétrico ... 15

7.1.1. Cálculo da Resistência ao Avanço ... 17

7.1.2. Cálculo da Potência Instalada nos Propulsores ... 18

7.1.3. Cavitação ... 22

7.1.4. Método de Burril ... 23

7.1.5. Teste de Cavitação ... 25

7.1.6. Seleção dos Azimutais e Diesel-Geradores ... 27

7.1.7. Consumo Diesel ... 29

7.2. Cálculo de Consumo de Combustível: Dual Fuel ... 31

7.2.1. "Jumborização" da Embarcação ... 32

7.2.2. Resistência ao Avanço ... 36

7.2.3. Seleção dos Propulsores... 37

7.2.4. Seleção dos Azimutais e Diesel-Geradores ... 40

8. Comparação dos Resultados ... 42

9. Conclusão ... 43

Índice de Tabelas

Tabela 1- Dados do PSV 4500 GPA 688 ... 16

Tabela 2 - Dados Complementares para o Cálculo de Resistência ... 16

Tabela 3 - Dados Retirados da Planilha Holtrop – Diesel Elétrica ... 18

Tabela 4 - b1 x Ktn – Diesel-Elétrica ... 19

Tabela 5 - Tabela Gerada pelos Diagramas Kt x Kq x J ... 20

Tabela 6 - Propulsores Selecionados dos Diagramas KtxKqxJ com as Margens Aplicadas ... 21

Tabela 7 - Método de Burril para os Propulsores ... 25

Tabela 8 - Teste de Cavitação para os Propulsores mais Eficientes ... 26

Tabela 9 - Características dos Propulsores mais Eficientes ... 27

Tabela 10 - Consumo Horário de Diesel por Operação ... 31

Tabela 11 - Custo Horário de Diesel ... 31

Tabela 12 - Relação de Embarcações PSV Dual Fuel ... 33

Tabela 13 - Embarcações PSV Diesel Elétricas ... 33

Tabela 14 - Dimensões Principais do PSV 4500 LNG ... 35

Tabela 15 - Dados Retirados da Planilha Holtrop - LNG ... 37

Tabela 16 - b1 x Ktn – LNG ... 38

Tabela 17 - Tabela Gerada pelos Diagramas Kt x Kq x J - LNG ... 39

Tabela 18 - Teste de Cavitação para os Propulsores mais Eficientes - LNG ... 39

Tabela 19 - Consumo Total de LNG ... 42

Índice de Figuras

Figura 1 - Esquema Geral do Sistema Azimutal ... 9

Figura 2 - Equipamentos do Sistema Diesel Elétrico ... 10

Figura 3 - Representação do Sistema Diesel Elétrica ... 10

Figura 4 - Diagrama P-V do ciclo de Diesel, onde Qp é o calor recebido e Qo é o calor perdido ara o meio ... 11

Figura 5 - Configuração do LNG ... 12

Figura 6 - Representação de um motor de ciclo Otto ... 13

Figura 7 - Diagrama P x V do Ciclo Otto, onde q23 é o calor fornecido e q41 é o calor cedido ao ambiente. ... 14

Figura 8 - Embarcação PSV existente ... 15

Figura 9 - Cálculo da Resistência ao Avanço para PSV 4500 Diesel-Elétrico ... 17

FFigura 10- Representação da Curva Ktn no Gráfico Kt x Kq x J... 19

Figura 11 - Seção transversal da Pá do Hélice ... 22

Figura 12 - Face de uma Pá do Hélice ... 23

Figura 13 - Cavitação em Propulsores ... 23

Figura 14 - Diagrama de Burril ... 24

Figura 15 - Esquematização do Sistema Propulsivo Diesel Elétrico ... 27

Figura 16 - Características dos Propulsores Azimutais Escolhidos ... 28

Figura 17 - Características do Diesel-Elétrico ... 29

Figura 18 - Comparação entre as Distâncias dos Campos de Petróleo e os Portos. ... 30

Figura 19 - Posicionamento do Tanque de Armazenamento de LNG ... 32

Figura 20 - Cálculo da Resistência ao Avanço para PSV 4500 LNG ... 36

Figura 21 - Representação da Curva Ktn no Gráfico Kt x Kq x J - LNG ... 38

Figura 22 - Azimutal Selecionado para o PSV 4500 - LNG ... 40

Figura 23 - Especificaçõe dos Motores Dual Fuel ... 41

Índice de Equações

Equação 1 ... 7 Equação 2 ... 7 Equação 3 ... 7 Equação 4 ... 7 Equação 5 ... 8 Equação 6 ... 21 Equação 7 Equação 8 ... 21 Equação 9 Equação 10 ... 21 Equação 11 ... 24 Equação 12 ... 24 Equação 13 ... 24

Resumo do Projeto apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte dos requisitos necessários a obtenção do grau de Engenheiro Naval e Oceânico.

“Aspectos da Conversão de Motores Diesel para Dual Fuel em

Navios de Apoio a Plataformas.”

Igor Monteiro de Miranda Lins DRE: 108037036

A busca de novas fontes de energia está cada vez maior devido ao grande crescimento populacional. Em paralelo, o início das explorações do Pré-Sal acarretam uma demanda por plataformas de petróleo e consequentemente embarcações de apoio.

Navios do tipo PSV são embarcações de apoio a plataformas, tendo como principal função o transporte de suprimentos em seus tanques e convés. Atualmente os sistemas propulsivo dessas embarcações podem ser de três tipos diferentes: Sistema Diesel Elétrico, Sistema Diesel Mecânico ou Sistema Híbrido. O primeiro composto por geradores elétricos e cabos de transmissão, o segundo por motores diesel e linhas de eixo e o terceiro é uma mescla dos dois primeiros, sendo composto por motores diesel quanto por geradores. Ou seja, todos usando somente o óleo diesel como combustível.

O presente projeto avaliará as embarcações PSVs de mesma capacidade de carga, movidas a óleo diesel e a LNG (Liquid Natural Gas), levando em consideração suas características e especificidades, comparando-as quanto ao consumo de combustível de acordo com um mesmo perfil operacional.

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1. Introdução

O grande crescimento populacional gera uma grande demanda por mais veículos e combustíveis, sendo assim, o estudo de novas fontes energéticas é essencial para suprir as necessidades de transporte nos dias de hoje.

Como aposta, muitas empresas estão investindo no LNG (Liquid Natural Gas – Gás Natural Líquido), como fonte de combustível. O LNG é basicamente gás natural que, após purificado, é condensado por meio da redução de sua temperatura a -163°C, tendo seu volume reduzido em 600 vezes.

Além das descobertas de enormes campos de petróleo e gás na região do Pré-Sal, e recentemente a descoberta de um reserva de gás natural no sul da Bolívia, o uso do LNG como combustível traz muitas vantagens, como redução de gases do efeito estufa e a melhor adequação dos motores as novas leis ambientais.

Na Europa e América do Norte, novas regulamentações ambientais exigem que o operador do navio reduza a emissão de gases. O LNG combustível reduz a emissão de gases à base de carbono do efeito estufa e é praticamente livre de particularidades (seria particulados?) e gases com enxofre em sua composição, ajudando as embarcações a se encaixarem nas novas regras ambientais. Somado a isso, tem-se que o motor LNG reduz o ruído em 50% comparado a motores Diesel, fator importante quando é levado em consideração o bem estar e saúde da tripulação

.

2. Objetivo:

A frota de navios de apoio (PSV e AHTS) da Petrobras hoje conta com cerca de 400 navios, todos dotados de motores que consomem óleo diesel. No presente relatório, será realizada uma análise comparativa de navios de mesma potência funcionando com motores diesel e motores “dual fuel” em consumo de gás natural.

Dada a frota de PSV e AHTS hoje em operação nas bacias de campos, será estimada a potência dessas embarcações e definidos os motores diesel e motores DF nessa potência. Assim, o consumo de combustível será calculado para cada tipo de motor e será feita a comparação de gasto por viagem de duas

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embarcações, uma com motor diesel e outra com um motor DF, de mesmo deadweight, mesmo perfil operacional. Além disso, será avaliada a questão de espaço/peso de navios operando com instalações de gás natural, pois esses devem ser maiores que os navios movidos a diesel, por necessitarem de espaço para comportar os tanques de LNG.

Por fim, o presente projeto definirá a melhor alternativa dos pontos de vista técnico e econômico entre motores diesel e motores DF para navios de apoio a plataformas nas bacias de campos e santos.

3. Motivação:

A constante modernização da indústria naval, as mudança das leis ambientais e a recente aplicação desse tipo de motor Dual Fuel em embarcações de apoio no mar do norte, despertaram o interesse do aluno em explorar uma possível mudança na configuração atualmente requisitada para embarcações de apoio a plataformas na costa brasileira.

4. Metodologia:

Dada a frota de PSV hoje em operação nas bacias de Campos e Santos, será estimada a potência instalada dessas embarcações e definidos os motores diesel e DF nessa potência. O cálculo do consumo de combustível para os dois tipos de motores será feito adotando-se o seguinte perfil operacional: 40% em DP, 40% em viagem, 10% em fundeio e 10% no porto.

Serão levadas em consideração, embarcações PSV diesel elétricas e DF, de deadweights diferentes, para se estabelecer uma relação entre os tamanhos das embarcações e suas respectivas capacidades de carga já que uma embarcação DF com uma certa capacidade de carga acaba sendo maior que uma diesel elétrica com a mesma capacidade, pois a existência dos cilindros de armazenamento de LNG ocupam maior espaço.

Obtida a relação entre as características principais das embarcações dual fuel e diesel elétricas de mesmo porte bruto, será possível escolher uma embarcação com sistema propulsivo diesel elétrico de 4500t de dwt para os cálculos de consumo de combustível, e estimar uma embarcação com mesma

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capacidade de carga, porém movida a LNG, levando em consideração o espaço usado para os cilindros de armazenamento.

Escolhida a embarcação com seus respectivos dados e características será calculada a Resistência ao Avanço que o sistema propulsivo deve ser capaz de vencer quando navegando em velocidade de serviço, ou seja, 12 nós. O cálculo de tal parâmetro se faz importante uma vez que o consumo de combustível é diretamente relacionado a essa resistência. Além disso, deverão ser calculados os seguintes dados para desenvolvimento do projeto:

 RT = Resistência ao Avanço da Embarcação.

 EHP (Effective Horse Power) ou PE = Potência necessária para superar a

resistência ao avanço da embarcação a uma determinada velocidade: 𝑃_𝐸 = 𝑅_𝑡 ∗ 𝑉 - Equação 1

 w (Coeficiente de Esteira) = Variação da distribuição de velocidade do escoamento devido a presença do casco:

𝑤 =𝑉𝑠−𝑉𝑎

𝑉𝑠 - Equação 2

 t (Fator de Redução de Empuxo) = Alteração na resistência ao avanço experimentada pelo casco devido à operação do propulsor que modifica as característica de escoamento na popa do casco.

𝑡 = 𝑇−𝑅𝑇

𝑇 - Equação 3

 T_req (Empuxo Requerido) = Empuxo requerido para propelir a embarcação na velocidade de serviço.

 V_A (Velocidade de Avanço) = velocidade incidente no propulsor que é menor que a velocidade de serviço devido a influência do casco:

𝑉_𝐴 = 𝑉_𝑆(1 − 𝑤) - Equação 4

Com os dados fornecidos pela planilha Holtrop, cria-se uma curva “KTn = b1*J²” que será plotada nos diagramas KtxKqxJ para propulsores série B com a finalidade de selecionar o propulsor com melhor eficiência que irá fornecer o empuxo necessário para a embarcação alcançar a velocidade de serviço.

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Onde:

 𝑏1 = 𝑇𝑝𝑟𝑜𝑝

𝜌∗𝐷²∗𝑉𝑎² - Equação 5

 Tprop = empuxo requerido

 D = diâmetro do propulsor. Neste relatório foi adotado o valor de 2/3 do calado.

 ρ = densidade da água salgada, 1025 t/m³.

Serão variados os números de pás (3 e 4 pás), razão de passo de 0,5 a 1,4 e razão de área de 0,55 e 0,75, comparando assim 40 propulsores diferentes que atendem ao empuxo requerido. De posse dos valores retirados dos diagramas, produz-se uma tabela onde se adota margens de rotação, motor e mar e será selecionado o propulsor mais eficiente.

Com o propulsor mais eficiente selecionado, têm-se como dados finais o BHP, empuxo fornecido, e rotação. Com isso selecionam-se dois propulsores azimutais que forneçam o BHP exigido e um conjunto de diesel-geradores que forneçam também a potência requerida, selecionados os equipamentos citados, tem-se o consumo horário. Com a rota e o perfil operacional definido tem-se um consumo total por viagem.

Estabelecida a relação de tamanhos entre os navios DF e diesel elétricos de mesmo DWT, será feito o processo análogo ao descrito acima, modificando a forma utilizada anteriormente para levar em consideração o tamanho dos cilindros de LNG, tal processo resultará em novos resultados que serão comparados no final, concluindo qual o menor consumo entre as duas embarcações.

5. Sistema Propulsivo: Diesel Elétrico

Embarcações de apoio a plataformas offshore necessitam ficar bastante tempo em DP (Dynamic Positioning). O sistema azimutal é formado por um propulsor montado sobre um pod dirigível, capaz de girar 360° sobre o próprio eixo, fazendo então, a função de leme e propulsor simultaneamente.

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Essa característica de girar 360° em torno do seu próprio eixo, confere ao sistema, alta manobrabilidade, o que também contribui para a manutenção da posição estática do PSV, durante a operação. Além disso, esse sistema é caracterizado pelo baixo barulho e pela baixa vibração.

Sendo assim a configuração diesel elétrica é uma escolha mais apropriada do que um sistema por eixo. Sua configuração é composta por motores diesel, acoplados por geradores diesel elétricos, painéis de distribuição, cabos elétricos de transmissão, além de propulsores do tipo azimutais.

A escolha deste tipo de sistema propulsivo aumenta a flexibilidade na organização da praça de máquinas, elimina as linhas de eixo, diminui a manutenção para os motores diesel e o consumo de combustível, menor nível de vibração, ruídos e redução de emissão de gases poluentes (CO2 e NOx).

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Figura 2 - Equipamentos do Sistema Diesel Elétrico

Figura 3 - Representação do Sistema Diesel Elétrica

5.1. Ciclo Diesel

Os motores diesel elétricos como o próprio nome diz, funcionam através do ciclo diesel.

O ciclo diesel é essencialmente caracterizado pela combustão ser causada pela compressão da mistura ar mais combustível. O ar é admitido pela câmara no primeiro ciclo entrando na câmara. No segundo ciclo, o pistão faz a compressão dessa massa de ar e a término da compressão, injeta-se combustível sob pressão no interior da câmara. Dada as altas temperatura e pressão no interior da câmara, a mistura sofre a explosão ao final do ciclo. A expansão do gás originário dessa explosão expande-se originando o terceiro ciclo. Finalmente o gás de resíduos da combustão é liberado pelas válvulas, quando então, reinicia-se o processo.

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De uma forma geral, o estado inicial do ciclo de diesel é aquele que promove uma compressão adiabática e leva a máquina ao próximo estado. Neste estado ocorre uma transformação isobárica onde a máquina recebe calor. Durante a mudança deste para o próximo estado, ocorre uma expansão adiabática. Finamente, ocorre uma transformação isocórica onde a máquina perde calor e a partir daí, reinicia-se o ciclo.

Figura 4 - Diagrama P-V do ciclo de Diesel, onde Qp é o calor recebido e Qo é o calor perdido ara o meio

6. Sistema Propulsivo: LNG

Como explicitado anteriormente, a grande demanda energética e a constante preocupação com a emissão de gases poluentes ao meio ambiente leva a busca de novas fontes de combustível.

Assim como o sistema propulsivo diesel elétrico o sistema LNG adotado neste trabalho opera com um dual fuel generating sets e azimutais, tendo como principal diferença em sua configuração o tanque de armazenamento de LNG (Gas handling).

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Figura 5 - Configuração do LNG

Com o LNG como combustível, gases “greenhouse” a base de carbonos são reduzidos em 15% enquanto óxidos com enxofre e nitrogênio em sua composição são vitualmente eliminados totalmente.

6.1. Ciclo Otto

Uma das principais diferenças dos motores diesel para os motores dual fuel está na diferença dos ciclos. Os motores movidos a LNG utilizam o ciclo Otto .

Motores de ciclo Otto usam combustíveis leves como gasolina, álcool, gás natural. Segue abaixo a representação de um cilindro de um motor de ciclo Otto.

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Figura 6 - Representação de um motor de ciclo Otto

A figura 6 tem-se um motor de ciclo Otto que dispõem de 2 válvulas (admissão no lado esquerdo e escape no lado direito) e de um dispositivo de centelha elétrica para ignição (vela). A mistura de ar e combustível é fornecida por um sistema de alimentação (carburador ou sistemas de injeção).

Em 01, a válvula de admissão está aberta e o movimento do pistão aspira a mistura de ar e combustível. É um processo aproximadamente isobárico. Ao atingir a posição mais inferior (ponto morto inferior), a válvula de admissão é fechada e o movimento ascendente comprime a mistura (12). Esse processo é aproximadamente adiabático porque a velocidade do pistão é alta, havendo pouco tempo para a troca de calor.

Em 23 o pistão atinge sua posição mais acima (ponto morto superior), quando uma centelha na vela provoca a ignição da mistura. Ocorre, portanto, um fornecimento de calor pela reação de combustão. Desde que esta última é bastante rápida, pode-se considerar que o processo ocorre sob volume constante.

O fornecimento de calor eleva a pressão da mistura, que se expande, forçando o pistão para baixo como em 34. Pela mesma razão de 12, a transformação pode ser suposta adiabática. Em 41 o pistão atinge o ponto morto inferior, quando a válvula de escape é aberta, reduzindo rapidamente a pressão do

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gás. De forma similar a 23, pode-se supor um processo sob volume constante, durante o qual o ciclo cede calor ao ambiente.

Em 10 o movimento ascendente com a válvula de escape aberta remove a maior parte dos gases da combustão e o ciclo é reiniciado quando o pistão chega ao ponto morto superior.

Figura 7 - Diagrama P x V do Ciclo Otto, onde q₂₃ é o calor fornecido e q₄₁ é

o calor cedido ao ambiente.

De acordo com o processo descrito acima, pode-se traçar um diagrama de pressão x volume como o mostrado acima.

7. Cálculos dos Consumos para os Sistemas Diesel Elétricos e Dual

Fuel

Para se executar os cálculos de consumo de combustível para os dois casos propostos no presente relatório, primeiramente deve-se definir o perfil operacional típico para a embarcação, que atuará na Bacia de Campos. Sendo um navio do tipo Plataform Supply Vessel (PSV), deve-se assumir que na maior parte do tempo essa embarcação está em posicionamento dinâmico ou em viagem, assim, será estimado um perfil operacional em 40% de DP (atividades de ancoragem), 40% em viagem, 10% no porto em atividades de carga e descarga e 10% em fundeio:

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Gráfico 1 - Perfil Operacional da Embarcação Diesel - Elétrica

7.1. Cálculo de Consumo de Combustível: Diesel Elétrico

Neste tópico, tudo que foi proposto no tópico Metodologia será posto em prática para embarcações PSV diesel elétrico. Para a análise deste trabalho foi selecionada a embarcação PSV4500 GPA 688, já existente.

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Pelo catálogo da embarcação conseguimos os seguintes dados:

Tabela 1- Dados do PSV 4500 GPA 688

DADOS: PSV 4500 GPA 688 LOA: 90,00 m LWL: 88,20 m B: 19,00 m D: 7,75 m T: 6,25 m Volume: 6971 m³ DWT: 4500 t Vs: 13 knot Pot. Instalada: 7499 kW

Para executar a resistência na planilha Holtrop são necessários dados que o folheto da embarcação não fornecia, sendo assim, recorreu-se a ao projeto de PSOII dos alunos Guilherme Aragão e Caio César que projetaram um PSV 4500, como a diferença nas medidas da embarcação em questão para o PSV selecionado são muito pequenas, foram usados os coeficientes de forma da embarcação dos alunos.

Tabela 2 - Dados Complementares para o Cálculo de Resistência

DADOS COMPLEMENTARES LCB_PR: 45,45 m A_{T_BULBO}: 12,36 m ALTURA_{CG_BUL} BO 2,97 m CB: 0,6523 C_SM: 0,9840 C_LWL: 0,7912 A_TRANSOM: 3,00 m² A_APÊNDICE: 0,00 m²

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7.1.1. Cálculo da Resistência ao Avanço

A resistência ao avanço de um navio a certa velocidade é a força que o fluído faz no sentido oposto o movimento da embarcação. A resistência ao avanço será igual às componentes das forças do fluído agindo paralelamente ao eixo de movimento do navio.

Com as dimensões da embarcação podemos, através do Método proposto por “J. Holtrop e G.G.J. Mennem, 1984”, calcular a Resistência ao Avanço que o sistema propulsivo deve ser capaz de vencer quando navegando em velocidade de serviço, ou seja, 13 nós. O cálculo de tal parâmetro se faz importante uma vez que o consumo de combustível é diretamente relacionado a essa resistência. A tabela seguinte apresenta os parâmetros utilizados, bem como o valor da Resistencia ao Avanço da embarcação.

Figura 9 - Cálculo da Resistência ao Avanço para PSV 4500 Diesel-Elétrico

Dos trabalhos: A statistical re-analysis of resistance and propulsion data. (J.Holtrop)

Further Computer-analyzed data of the Wageningen B-screw series. (MWC Oosterveld) RT (KN) 145,393

OBS: Apenas os valores em azul devem ser modificados.

Características Principais do Navio: Dados do propulsor Série B: Cálculo

Tipo do Navio: PSV_4500 Diâmetro do Propulsor: (m) 4,17 Coef. Força Propulsiva (KTs): 0,25467

Comp. perpendiculares: (m) 90,00 Número de Pás do Propulsor: Coef. Torque (KQs): 0,04160

Comp. Linha D'água: (m) 88,20 Profundidade do eixo (m): Coef. avanço (J): 0,5343

Boca Moldada: (m) 19,00 Rotação: Veloc. avanço (Va) [m/s]: 5,7869

Calado Moldado na PV: (m) 6,250 Razão de Áreas Fa/F: Torque do propulsor (Q) [KN.m]: 3,26

Calado Moldado na PR: (m) 6,250 Razão passo diâmetro: Diferença Forças Propulsivas: -120,004

Vol. Desloc. Moldado: (m3) 6971,00

LCB rel. à PR: (m) 45,45 CASCO:

Área Transv. do Bulbo (m2): 12,36 Coef. Esteira (w): 0,13471 Eficiência propulsiva: 0,540623

Altura Centro Área Bulbo: (m) 2,97 Coef. Red. Força Prop. (t): 0,14418 Potência no(s) hélice(s) (THP): 382,72

Coef. Seção Mestra: 0,9840 Efic. Rot. Relativa (hrr): 1,05005 Potência no(s) eixo(s) (PHP): 735,23

Coef. Linha D'água: 0,7912 Potência Efetiva (EHP): 1303,9 Potência no(s) motor(es) (BHP): 707,26

Área Transom: (m2) 3,00 Eficiência do casco: 0,98906

Área Apêndices: (m2) 0,00 MOTOR:

Parâmetro Forma de Popa: -10 PROPULSOR: Margem de rotação (%): -5,00

Velocidade de serviço (nós) 13,00 Rend. águas abertas (h0): 0,5205 Margem de mar (%): 25,0

Eficiência Mec.Transmissão: 0,990 Força Propulsiva (KN): Margem de motor (%): 10,0

Quantid. motores: 2 Requerida: 169,9 Pot. Req. motor (MCR) [HP]: 972,48

Quantid. propulsores: 2 Disponível: 49,9 Rotação do motor (rpm): 0,00

Cavitação: 20% dorso ok

Planilha de Cálculo do Método de Estimativa de Potência Propulsiva por J. Holtrop e G.G.J. Mennem e seleção de propulsor Série_B

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Segue abaixo a relação de todos os dados relevantes retirados da planilha:

Tabela 3 - Dados Retirados da Planilha Holtrop – Diesel Elétrica

DADOS - HOLTROP

Resistência ao Avanço – RT 145,4 kN

Potência Efetiva – EHP 1304 kW

Coeficiente de Esteira – w 0,13478

Fator de Redução de Empuxo – f

0,14424

Eficiência Rotativa Relativa - ηrr

1,05005

Empuxo Requerido – T_REQ 169,9 kN

Velocidade de Avanço - V_A 5,79 m/s

Eficiência do Casco - η_o 0,98906

Os valores acima serão utilizados a seguir para a seleção do propulsor e potência requerida para propelir a embarcação.

Para a seleção do propulsor devem-se adotar os seguintes critérios:

 Empuxo Requerido ≤ Empuxo Disponível;

 Satisfazer o critério de cavitação.

7.1.2. Cálculo da Potência Instalada nos Propulsores

Será analisado um sistema diesel elétrico com propulsores azimutais. Como não é fornecida a eficiência efetiva do hélice do azimutal, aproximaremos o hélice por um hélice Série B escolhido.

Plota-se curvas KTn = b1*J², definidas anteriormente, em 4 curvas KtxKqxJ variando o número de pás (3 e 4 pás), razão de passo de 0,5 a 1,4 e razão de área de 0,55 e 0,75, comparando assim 40 propulsores diferentes que atenderão ao empuxo requerido.

Como citado anteriormente, para o cálculo da potência instalada nos propulsores, será adotado um diâmetro máximo do propulsor como sendo 2/3 do calado máximo a ré, ou seja: D = 4,17 m.

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Com o auxílio do Excel foi plota-se a curva Ktn no gráfico KtxKqxJ, como ilustrado abaixo: Tabela 4 - b1 x Ktn – Diesel-Elétrica b1 0,284 J Kt 0 0 0,2 11,37366068 0,25 17,77134481 0,3 25,59073653 0,35 34,83183583 0,4 45,49464272 0,45 57,57915719 0,5 71,08537924 0,55 86,01330889 0,6 102,3629461 0,65 120,1342909 0,7 139,3273433 0,75 159,9421033 0,8 181,9785709 0,85 205,436746 0,9 230,3166288 0,95 256,6182191 1 284,341517 F

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De posse dos valores retirados dos diagramas série B produz-se uma tabela comparando os 40 propulsores de acordo com sua eficiência:

Tabela 5 - Tabela Gerada pelos Diagramas Kt x Kq x J

Nesta tabela são calculados os seguintes dados:

 Tdisp = Empuxo que o propulsor é capaz de gerar.

 n = Rotação do Propulsor.

 DHP (Delivered Horse-Power) = É a potência transmitida pelo eixo ao hélice, e pode ser identificada como Potência de Acionamento do Eixo.

 BHP (Brake Horse-Power) = É a potência medida na árvore de manivela do motor (crank shaft), que deve ser o suficiente para suprir, dentro de margens de segurança, as necessidades do propulsor. Essa informação é fornecida pelo próprio fabricante do motor, como Potência de Eixo.

Além dos dados acima a tabela também verifica, através de um teste, o primeiro critério de seleção dos propulsores, onde o empuxo que o propulsor fornece deve ser maior que o empuxo requerido.

Em seguida são aplicadas as margens:

Margem de rotação: 5% Margem de motor: 10% Margem de mar: 25%

z (pás) Ae/A0 P/D Kt Kq J ηo n (rps) n (rpm) Tdisp (N) Teste T ηB DHP (W) BHP (W)

4 0,550 1,100 0,190 0,170 0,800 0,690 1,736 104,137 177389,018 ok 0,725 1357728,307 1372038,670 4 0,550 1,200 0,220 0,210 0,860 0,690 1,615 96,871 177737,424 ok 0,725 1357728,307 1372038,670 4 0,550 0,900 0,140 0,110 0,680 0,680 2,042 122,514 180910,308 ok 0,714 1377694,900 1392215,710 4 0,550 1,000 0,170 0,150 0,740 0,680 1,876 112,580 185497,724 ok 0,714 1377694,900 1392215,710 4 0,550 1,300 0,240 0,250 0,920 0,680 1,509 90,554 169429,368 não 0,714 1377694,900 1392215,710 4 0,750 1,100 0,190 0,180 0,790 0,680 1,758 105,455 181908,302 ok 0,714 1377694,900 1392215,710 3 0,550 0,900 0,120 0,100 0,680 0,670 2,042 122,514 155065,978 não 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,550 1,400 0,280 0,300 0,960 0,670 1,446 86,781 181538,469 ok 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,750 1,000 0,150 0,140 0,720 0,670 1,928 115,707 172893,780 ok 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,750 1,200 0,210 0,210 0,840 0,670 1,653 99,178 177833,602 ok 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,750 1,300 0,230 0,270 0,900 0,670 1,543 92,566 169666,429 não 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,750 1,400 0,260 0,300 0,940 0,670 1,477 88,627 175820,999 ok 0,704 1398257,510 1412995,048 4 0,750 0,900 0,120 0,100 0,660 0,660 2,104 126,226 164606,309 não 0,693 1419443,230 1434404,064 3 0,550 1,000 0,140 0,120 0,720 0,650 1,928 115,707 161367,528 não 0,683 1441280,818 1456471,819 3 0,550 1,100 0,180 0,150 0,780 0,650 1,780 106,807 176781,332 ok 0,683 1441280,818 1456471,819 3 0,550 1,200 0,190 0,190 0,830 0,640 1,673 100,373 164797,462 não 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,550 1,300 0,220 0,250 0,880 0,640 1,578 94,670 169750,257 não 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,750 1,100 0,200 0,180 0,740 0,640 1,876 112,580 218232,616 ok 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,750 1,200 0,220 0,220 0,780 0,640 1,780 106,807 216066,073 ok 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,750 1,300 0,250 0,280 0,820 0,640 1,693 101,597 222159,765 ok 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,750 1,400 0,280 0,320 0,860 0,640 1,615 96,871 226211,267 ok 0,672 1463800,831 1479229,191 4 0,550 0,800 0,120 0,090 0,620 0,640 2,239 134,370 186530,979 ok 0,672 1463800,831 1479229,191 3 0,550 0,800 0,100 0,080 0,620 0,630 2,239 134,370 155442,483 não 0,662 1487035,765 1502709,020 3 0,550 1,400 0,240 0,280 0,910 0,630 1,526 91,549 173173,550 ok 0,662 1487035,765 1502709,020 3 0,750 1,000 0,170 0,140 0,700 0,630 1,984 119,013 207303,170 ok 0,662 1487035,765 1502709,020

21

Consideramos primeiro a margem da rotação de 5%; 𝑁₁ = 0,95 ∗ 𝑛 - Equação 6

Para a margem de mar consideramos;

𝑃_𝑚𝑎𝑟 = 1,15 ∗ 𝑃 - Equação 7

𝑁_𝑚𝑎𝑟 = √𝑃𝑚𝑎𝑟

𝑃

3

∗ 𝑁₁ - Equação 8

Para margem de motor consideramos;

𝑃_{𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟} = 1,10 ∗ 𝑃_𝑚𝑎𝑟 - Equação 9

𝑁_𝑚𝑎𝑟 = √𝑃𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟

𝑃𝑚𝑎𝑟 3

∗ 𝑁₁ - Equação 10

Tabela 6 - Propulsores Selecionados dos Diagramas KtxKqxJ com as Margens Aplicadas

BHP1 (W) n1 (rpm) n2 (rpm) BHP2 (W) BHP3 (W) n3 (rpm) 1715048,338 112,178 117,787 1985382,832 2183921,115 121,589 1715048,338 104,351 109,569 1985382,832 2183921,115 113,106 1740269,637 131,974 138,573 2014579,638 2216037,602 143,046 1740269,637 121,273 127,337 2014579,638 2216037,602 131,447 1740269,637 97,546 102,423 2014579,638 2216037,602 105,729 1740269,637 113,598 119,278 2014579,638 2216037,602 123,128 1766243,811 131,974 138,573 2044647,991 2249112,790 143,046 1766243,811 93,482 98,156 2044647,991 2249112,790 101,324 1766243,811 124,642 130,874 2044647,991 2249112,790 135,099 1766243,811 106,836 112,178 2044647,991 2249112,790 115,799 1766243,811 99,714 104,699 2044647,991 2249112,790 108,079 1766243,811 95,471 100,244 2044647,991 2249112,790 103,480 1793005,080 135,973 142,772 2075627,506 2283190,257 147,380 1820589,774 124,642 130,874 2107560,237 2318316,261 135,099 1820589,774 115,054 120,807 2107560,237 2318316,261 124,707 1849036,489 108,123 113,529 2140490,866 2354539,952 117,194 1849036,489 101,980 107,079 2140490,866 2354539,952 110,535 1849036,489 121,273 127,337 2140490,866 2354539,952 131,447 1849036,489 115,054 120,807 2140490,866 2354539,952 124,707 1849036,489 109,442 114,914 2140490,866 2354539,952 118,623 1849036,489 104,351 109,569 2140490,866 2354539,952 113,106 1849036,489 144,746 151,983 2140490,866 2354539,952 156,889 1878386,275 144,746 151,983 2174466,911 2391913,602 156,889 1878386,275 98,618 103,549 2174466,911 2391913,602 106,891 1878386,275 128,203 134,613 2174466,911 2391913,602 138,959

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7.1.3. Cavitação

Para selecionarmos o propulsor mais eficiente é necessário um teste de cavitação aos propulsores.

A cavitação é o fenômeno bastante estudado, pois caso seja mal dimensionado pode ocorrer um desgaste imprevisto, forçando um reparo não programado. A cavitação segue o caminho contrário para aumento da eficiência dos propulsores, que acontece devido à velocidade de rotação do propulsor.

Figura 11 - Seção transversal da Pá do Hélice

Ao analisar o escoamento incidir sobre a pá de um determinado hélice, na região inicial do dorso, onde o gradiente de pressão é favorável 

     _   0 x p , há uma queda de pressão ao longo do comprimento da seção transversal ao hélice e aumento da velocidade do escoamento (conforme equação de Bernoulli), do ponto de estagnação a um ponto da pá. Caso esta queda de pressão seja acentuada, a pressão mínima pode alcançar valores inferiores à pressão de saturação, fazendo com que haja mudança de fase do fluido no qual ele se encontra imerso, formando-se “bolhas” de vapor d’água.

Ainda no dorso, porém na região onde temos um gradiente de pressão

adverso _      _   0 x p

, há uma variação positiva da pressão (de P mínimo para P máximo), inversamente a região inicial explicada no parágrafo anterior, favorecendo ao condensamento destas bolhas, que ao se “dividirem”, tornando-se menores, deixam um espaço, que formaria um vácuo, que é logo preenchido por um pequeno jato d’água, causando forte impacto a superfície.

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Este fenômeno se dá de forma cíclica, causando fadiga, térmica e mecânica, a estrutura, e, consequentemente, um desgaste no material. Assim o empuxo gerado pelo hélice terá perdas e a velocidade de deslocamento da embarcação afetada.

Figura 12 - Face de uma Pá do Hélice

Figura 13 - Cavitação em Propulsores

7.1.4. Método de Burril

O propulsor só é selecionado quando encontramos um que atinja o empuxo requerido (TREQ) sem que cavite, a fim de se evitar futuros problemas. O

Método de Burril é um critério já consolidado na análise avaliação deste fenômeno e servirá para este projeto, este método relaciona 2 (dois) adimensionais:

24 2 ) 7 , 0 ( ) ( 2 1 R P C V A T





 _{- Equação 11} Onde: (V_R(0,7))2 



V_A2 (0,7



nD)2



- Equação 12



2 2



7 , 0

)

7

,

0

(

2

1

nD

V

gh

p

p

A V o R

















- Equação 13

A equação 11 relaciona o empuxo gerado pelo hélice por unidade de área com sua pressão dinâmica e a equação 13 relaciona a pressão estática, definida como a soma da pressão atmosférica (𝑝_𝑜) com a pressão hidrostática (𝜌𝑔ℎ) subtraída da pressão de saturação do fluido (𝑝_𝑉) normalizado com a pressão dinâmica.

Figura 14 - Diagrama de Burril

Com este critério podemos avaliar os propulsores selecionados para uma percentagem de cavitação no dorso da pá pré-definida. Para a seleção do

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propulsor do nosso relatório usaremos o limite de 5% de cavitação que é o limite sugerido para propulsores marítimos.

7.1.5. Teste de Cavitação

Nessa mesma tabela calcula-se a cavitação com base nos diagramas de Burril. Através do diagrama, define-se a curva de cavitação e faz-se um teste para avaliar se o propulsor está acima ou abaixo dessa curva.

Tabela 7 - Método de Burril para os Propulsores

σ τ 0,2130 0,1000 0,3000 0,1454 0,4000 0,1758 0,6000 0,2188 1,0000 0,2800 1,5000 0,3400 y = 0,11974ln(x) + 0,28527 0,0000 0,0500 0,1000 0,1500 0,2000 0,2500 0,3000 0,3500 0,4000 0,0000 0,2000 0,4000 0,6000 0,8000 1,0000 1,2000 1,4000 1,6000 Cavitação 5%

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Segue abaixo a continuação da tabela, onde confirmam-se que os propulsores mais eficientes previamente analisados para o primeiro critério também são aprovados no segundo critério, o teste de cavitação.

Tabela 8 - Teste de Cavitação para os Propulsores mais Eficientes

Fa (m²) Fp (m²) Vr (m/s) σ τ τ limite Teste Cavitação 7,511 6,123 19,465 0,729 0,143 0,247 Passa 7,511 5,951 18,231 0,831 0,168 0,263 Passa 7,511 6,467 22,617 0,540 0,100 0,211 Passa 7,511 6,295 20,908 0,632 0,120 0,230 Passa 7,511 5,779 17,166 0,937 0,195 0,278 Passa 10,243 8,349 19,689 0,712 0,102 0,245 Passa 7,511 6,467 22,617 0,540 0,100 0,211 Passa 7,511 5,607 16,533 1,010 0,216 0,287 Passa 10,243 8,584 21,445 0,601 0,084 0,224 Passa 10,243 8,114 18,622 0,797 0,118 0,258 Passa 10,243 7,880 17,504 0,901 0,137 0,273 Passa 10,243 7,645 16,842 0,974 0,153 0,282 Passa 10,243 8,818 23,258 0,511 0,070 0,205 Passa 7,511 6,295 21,445 0,601 0,115 0,224 Passa 7,511 6,123 19,920 0,696 0,136 0,242 Passa 7,511 5,951 18,824 0,779 0,157 0,255 Passa 7,511 5,779 17,859 0,866 0,180 0,268 Passa 10,243 8,349 20,908 0,632 0,091 0,230 Passa 10,243 8,114 19,920 0,696 0,103 0,242 Passa 10,243 7,880 19,032 0,763 0,116 0,253 Passa 10,243 7,645 18,231 0,831 0,130 0,263 Passa 7,511 6,639 24,668 0,454 0,082 0,191 Passa 7,511 6,639 24,668 0,454 0,082 0,191 Passa 7,511 5,607 17,333 0,919 0,197 0,275 Passa 10,243 8,584 22,013 0,570 0,080 0,218 Passa

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7.1.6. Seleção dos Azimutais e Diesel-Geradores

Figura 15 - Esquematização do Sistema Propulsivo Diesel Elétrico

Feito os cálculos acima se organiza os propulsores em busca do mais eficiente, buscando sua potência requerida para que os azimutais e diesel-geradores sejam selecionados. Segue abaixo as características do propulsor selecionado:

Tabela 9 - Características dos Propulsores mais Eficientes

z (pás) Ae/A0 P/D Kt Kq J ηo Tdisp (N)

BHP3

(kW) n3 (rpm)

4 0,550 1,100 0,190 0,170 0,800 0,690 177389,018 2183,921 121,589

A escolha dos propulsores azimutais é feita pela potência requerida de 2184 kW. Comparando a potência somada dos dois azimutais (4368 kW) com a potência instalada dos propulsores da embarcação selecionada para esses cálculos (5000 kW), observa-se que os cálculos da potência requerida não estão distantes, sendo assim, será dado continuidade do ao projeto, onde o próximo passo será selecionar dois propulsores azimutais que sejam capazes de gerar a potência requerida.

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Foram selecionados dois propulsores azimutais da Wartsila, modelo WST-24 com potência de 2600 kW e diâmetro 2,6 a 2,8 m. Importante observar que além de preencher o requisito da potência requerida, o tamanho do diâmetro do hélice é menor do que o máximo de 2/3 do calado.

Figura 16 - Características dos Propulsores Azimutais Escolhidos

Em seguida, seleciona-se um conjunto de diesel-geradores que forneçam a potência de 4800 kW (potência requerida para alimentar os dois azimutais).

Navios PSVs possuem geralmente 4 diesel-geradores, pois assim divide-se melhor as cargas nas condições de operação. Assim, serão escolhidos 4 diesel-geradores com potência de no mínimo 1300 kW.

Mais uma vez, consultando o site da Wartsila, foram escolhidos 4 diesel-geradores modelo 8L20 da Wartsila com potência de 1480 kW e consumo de 186 g/kWh.

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Figura 17 - Características do Diesel-Elétrico

7.1.7. Consumo Diesel

Para calcularmos o consumo de diesel da embarcação para o perfil operacional de 40% em viagem, 40% em DP, 10% em fundeio e 10% no porto é necessário definir uma rota. A rota escolhida para a análise do projeto foi a do Porto de Açu – Bacia de Campos.

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Figura 18 - Comparação entre as Distâncias dos Campos de Petróleo e os Portos.

Com a tabela acima se tem a distância média do porto para os campos de exploração de petróleo da Bacia de Campos, que é de 128 km. De posse da distância média e a velocidade de serviço da embarcação (13 nós ou 24,08 km/h) temos o tempo de viagem, que será correspondente a 40% do perfil operacional.

Vs = 24,08 km/h Rota = 128 km 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑉𝑖𝑎𝑔𝑒𝑚 = 2 ∗ 𝑅𝑜𝑡𝑎 𝑉_𝑠 = 10,63ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 𝐴𝑢𝑡𝑜𝑛𝑜𝑚𝑖𝑎 = 10,63 0,4 = 26,6 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠

Com o tempo de viagem estimado, tem-se a autonomia da embarcação de 26,6 horas, onde a embarcação passará 10,63 horas em viagem, 10,63 horas em posicionamento dinâmico, 2,66 horas no porto e 2,66 horas em fundeio.

Para analisar o gasto em DP foi consultado o projeto de PSOII já citado anteriormente e observou-se que a embarcação necessita de uma potência de 4427 kW para a operação. Como o cálculo de posicionamento dinâmico depende dos coeficientes de forma e a embarcação analisada possui os mesmo valores que a embarcação do projeto de PSOII já citado, foi adotado que o PSV deste projeto necessitará da mesma potência. Foi adotado o valor de mercado de 896 U$/ton para o óleo diesel.

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Tabela 10 - Consumo Horário de Diesel por Operação

Como o cálculo de consumo é feito apenas para o sistema propulsivo, assume-se que a embarcação não consome combustível nas operações de carga e descarga no porto ou em fundeio, sendo assim, tem-se o consumo total de diesel em toneladas. Através de uma consulta do preço do diesel podemos calcular o custo total e o custo horário em média.

Tabela 11 - Custo Horário de Diesel

Consumo Total (t) 17,392 Custo (U$) 15583,43 Custo horário (U$/h) 586,33

Assim, foi possível estimar o gasto de combustível de uma embarcação PSV 4500 diesel elétrica e seu custo horário de 586,33 dólares por hora.

7.2. Cálculo de Consumo de Combustível: Dual Fuel

Estimado o consumo e gasto horário da embarcação diesel elétrica, será feito agora o processo análogo para um PSV 4500 DF.

Assim como feito para o PSV 4500 diesel-elétrico, a primeira etapa para se iniciar os cálculos de consumo de combustível será a escolha do perfil operacional. Como o objetivo do presente projeto é analisar os dois tipos de sistemas propulsivos e seu consumo em mesmas condições, será mantido o perfil operacional de 40% em DP, 40% em viagem, 10% em fundeio e 10% no porto.

Viagem DP Porto Fundeio

Potência(kW) 4368 4427,46 0 0

Tempo(h) 10,63122924 10,63122924 2,657807309 2,657807309

32

Gráfico 2 - Perfil Operacional da Embarcação Dual Fuel

7.2.1. "Jumborização" da Embarcação

Devido aos tanques de armazenamento de LNG (LNG storage tank) e ao motor, para manter a mesma carga, um PSV4500 dual fuel é maior que um diesel-elétrico. Sendo assim a embarcação analisada anteriormente será “jumborizada”.

Figura 19 - Posicionamento do Tanque de Armazenamento de LNG

Através de uma lista de 20 PSVs movidos a dual fuel e 20 diesel-elétricos, foi feita uma regressão para comparar a diferença de tamanho das embarcações em relação ao DWT.

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Tabela 12 - Relação de Embarcações PSV Dual Fuel

Tabela 13 - Embarcações PSV Diesel Elétricas

DWT (t) Loa (m) B (m) D (m) T (m) 3700,00 85,40 18,30 5,95 5,03 5378,00 91,50 19,50 7,50 6,09 5150,00 91,50 18,90 7,01 5,89 3500,00 80,80 17,70 5,64 4,55 2694,00 85,40 16,50 5,18 4,19 5312,00 94,50 19,50 7,77 6,07 2763,00 73,20 17,10 5,64 4,43 2407,00 76,20 16,50 5,18 4,27 5150,00 91,50 18,90 7,01 5,89 2755,00 70,10 17,10 5,49 4,53 3080,00 76,20 17,10 5,49 4,41 3080,00 76,20 17,10 5,49 4,41 3080,00 76,20 17,10 5,49 4,41 2763,00 73,20 17,10 5,64 4,43 3237,00 82,30 17,10 5,49 4,35 2694,00 85,40 16,50 5,24 4,19 3080,00 76,20 17,10 5,49 4,41 2407,00 76,20 16,50 5,49 4,27 2755,00 70,10 17,10 5,49 4,53 5378,00 91,50 19,50 7,50 6,09 3629,00 85,40 18,30 5,95 4,85 Harvey Raven Harvey Rover Harvey Energy Harvey Explorer Harvey Falcon Harvey Hawk Harvey Hurricane Harvey Legend Harvey Pioneer Harvey Provider Harvey Rain Harvey Leader Navios Harvey Carrier Harvey Champion Harvey Condor Harvey Discovery Harvey Eagle Harvey Sea-Hawk Harvey Seas Harvey Sisuaq Harvey Spirit DWT (t) Loa (m) B (m) D (m) T (m) 2000,00 65,40 15,50 6,80 5,75 2346,00 64,00 16,50 5,80 4,90 2929,00 76,81 16,50 5,80 4,76 2929,00 76,81 16,50 5,80 4,76 1645,00 60,70 15,75 6,00 4,85 2346,00 64,00 16,50 5,80 4,90 1686,00 57,90 14,00 5,50 4,30 2929,00 76,81 16,50 5,80 4,76 1686,00 57,90 14,00 5,50 4,30 3200,00 72,00 16,00 7,00 5,90 2151,00 68,58 14,00 5,50 4,30 1686,00 57,90 14,00 5,50 4,30 3115,00 67,00 16,00 7,00 5,90 3115,00 67,00 16,00 7,00 5,92 4000,00 79,45 16,80 7,40 6,00 3350,00 72,00 16,00 7,00 5,90 5108,00 87,25 18,80 7,40 5,90 2750,00 80,00 18,00 8,00 6,60 3133,00 74,97 16,00 5,85 4,90 3115,00 67,00 16,00 7,00 5,90 3200,00 72,00 16,00 7,00 5,90 Hat Trick Highland Bugler Highland Challenger Highland Chieftain Highland Citadel Highland Defender Highland Courage Highland Duke Highland Drummer Highland Eagle Grand Slam Navios Austral Abrolhos Bienville Bourbon Chartress Coloso Conti Double Eagle Esplanade First and Tem

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Gráfico 3 - Pontal x DWT

Gráfico 4 - LOA x DWT

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Gráfico 6 - Calado x DWT

Observa-se pelos gráficos acima que as embarcações DF são maiores em Boca e LOA que as movidas a diesel, ao contrário do pontal. Ajustando uma função para os pontos apresentados temos a seguinte relação:

Serão modificadas as características da embarcação usada anteriormente mantendo-se apenas o pontal e o calado originais. Assim, com essa jumborização da forma assume-se que a embarcação terá espaço extra para alocar os tanques de armazenamento de LNG. Segue abaixo as novas dimensões principais da embarcação Dual Fuel.

Tabela 14 - Dimensões Principais do PSV 4500 LNG

Dimensões Principais do PSV 4500 - LNG Lpp 96,57 m Lwl 94,64 m B 19,84 m T 6,25 m Volume Deslocado 8611,01 m³ DWT Lpp B D T 4500,00 87,95 18,80 6,08 4,84 4500,00 81,97 18,00 7,50 6,19 1,07 1,04 0,81 0,78 LNG/DIESEL PSV - LNG PSV - DIESEL

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É importante frisar que por ser uma embarcação dual fuel, o PSV continua precisando de tanques de diesel combustível, pois além de ser uma alternativa ao uso de LNG, o motor selecionado mais a frente (fabricante Wartsila) antes de começar a operar com o LNG, necessita de uma centelha de diesel para ser início.

7.2.2. Resistência ao Avanço

Multiplicando as dimensões da embarcação pelos coeficientes acima, a diferença de tamanho entre as embarcações diesel-elétricas e DF foi considerada e assim uma nova resistência ao avanço pode ser calculada pela planilha, analogamente ao que foi feito para a embarcação PSV 4500 diesel elétrica. A nova resistência ao avanço é então calculada:

Figura 20 - Cálculo da Resistência ao Avanço para PSV 4500 LNG

Dos trabalhos: A statistical re-analysis of resistance and propulsion data. (J.Holtrop)

Further Computer-analyzed data of the Wageningen B-screw series. (MWC Oosterveld) RT (KN) 170,268

OBS: Apenas os valores em azul devem ser modificados.

Características Principais do Navio: Dados do propulsor Série B: Cálculo

Tipo do Navio: PSV_LNG_4500 Diâmetro do Propulsor: (m) 4,17 Coef. Força Propulsiva (KTs): 0,25467

Comp. perpendiculares: (m) 96,57 Número de Pás do Propulsor: Coef. Torque (KQs): 0,04160

Comp. Linha D'água: (m) 94,64 Profundidade do eixo (m): Coef. avanço (J): 0,5343

Boca Moldada: (m) 19,84 Rotação: Veloc. avanço (Va) [m/s]: 5,6196

Calado Moldado na PV: (m) 6,250 Razão de Áreas Fa/F: Torque do propulsor (Q) [KN.m]: 3,26

Calado Moldado na PR: (m) 6,250 Razão passo diâmetro: Diferença Forças Propulsivas: -154,738

Vol. Desloc. Moldado: (m3) 8611,01

LCB rel. à PR: (m) 46,70 CASCO:

Área Transv. do Bulbo (m2): 13,48 Coef. Esteira (w): 0,15972 Eficiência propulsiva: 0,548071

Altura Centro Área Bulbo: (m) 2,97 Coef. Red. Força Prop. (t): 0,16789 Potência no(s) hélice(s) (THP): 372,12

Coef. Seção Mestra: 0,9840 Efic. Rot. Relativa (hrr): 1,06321 Potência no(s) eixo(s) (PHP): 714,86

Coef. Linha D'água: 0,7912 Potência Efetiva (EHP): 1527,0 Potência no(s) motor(es) (BHP): 679,16

Área Transom: (m2) 3,27 Eficiência do casco: 0,99028

Área Apêndices: (m2) 0,00 MOTOR:

Parâmetro Forma de Popa: -10 PROPULSOR: Margem de rotação (%): -5,00

Velocidade de serviço (nós) 13,00 Rend. águas abertas (h0): 0,5205 Margem de mar (%): 25,0

Eficiência Mec.Transmissão: 0,990 Força Propulsiva (KN): Margem de motor (%): 10,0

Quantid. motores: 2 Requerida: 204,6 Pot. Req. motor (MCR) [HP]: 933,84

Quantid. propulsores: 2 Disponível: 49,9 Rotação do motor (rpm): 0,00

Cavitação: 20% dorso ok

Planilha de Cálculo do Método de Estimativa de Potência Propulsiva por J. Holtrop e G.G.J. Mennem e seleção de propulsor Série_B

RESULTADOS

Parâmetros de propulsão

w = 0,1597 t = 0,1679 hrr  1,0632

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Preenchida a tabela, obtêm-se os mesmos dados do processo anterior.

Tabela 15 - Dados Retirados da Planilha Holtrop - LNG

DADOS - HOLTROP

Resistência ao Avanço – RT 170,268 kN

Potência Efetiva – EHP 1527 kW

Coeficiente de Esteira – w 0,1597

Fator de Redução de Empuxo – f

0,1679

Eficiência Rotativa Relativa - ηrr

1,0632

Empuxo Requerido – T_REQ 204,6 kN

Velocidade de Avanço - V_A 5,62 m/s

Eficiência do Casco - η_o 0,99028

Novamente os valores acima serão utilizados a seguir para a seleção do propulsor e potência requerida para propelir a embarcação. Será adotado novamente os mesmos dois critérios para essa seleção: O empuxo Requerido ser menor ou igual ao empuxo disponível e satisfazer o critério de cavitação.

7.2.3. Seleção dos Propulsores

Seguindo o mesmo processo feito no tópico 7.1.2, selecionam-se os novos propulsores mais eficientes para a embarcação. Novamente serão variados os parâmetros razão de área, razão de passo e número de pás, analisando assim 40 propulsores série B.

38 Tabela 16 - b1 x Ktn – LNG b1 0,363 J Kt 0 0 0,2 14,53981 0,25 22,71846 0,3 32,71458 0,35 44,52818 0,4 58,15925 0,45 73,60781 0,5 90,87383 0,55 109,9573 0,6 130,8583 0,65 153,5768 0,7 178,1127 0,75 204,4661 0,8 232,637 0,85 262,6254 0,9 294,4312 0,95 328,0545 1 363,4953

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Com os dados retirados do diagrama KqxKtxJ gera-se novamente a tabela que calcula o BHP, DHP, rotação, eficiência e testa os propulsores para o primeiro critério de seleção, abaixo estão os propulsores mais eficientes que fornecem o empuxo requerido.

Tabela 17 - Tabela Gerada pelos Diagramas Kt x Kq x J - LNG

Na tabela acima os propulsores já estão por ordem decrescente de eficiência e as margens de mar, rotação e motor já foram aplicadas. Mais uma vez é feito o teste para ver se os propulsores correm o risco de cavitar. São obtidos os seguintes resultados:

Tabela 18 - Teste de Cavitação para os Propulsores mais Eficientes - LNG

z (pás) Ae/A0 P/D Kt Kq J ηo n (rps) n (rpm) Tdisp (N) Teste T ηB DHP (W) BHP (W) BHP1 (W) n1 (rpm) n2 (rpm) BHP2 (W) BHP3 (W) 4 0,750 0,900 0,150 0,130 0,630 0,640 2,139 128,345 212724,222 ok 0,680 1689709,347 1706294,530 2132868,162 138,256 145,169 2469061,507 2715967,657 3 0,550 0,900 0,150 0,100 0,620 0,620 2,174 130,415 219641,633 ok 0,659 1744216,100 1761336,289 2201670,361 140,486 147,510 2548708,652 2803579,517 3 0,550 1,000 0,170 0,140 0,680 0,620 1,982 118,908 206936,871 ok 0,659 1744216,100 1761336,289 2201670,361 128,090 134,494 2548708,652 2803579,517 3 0,750 1,000 0,180 0,160 0,680 0,620 1,982 118,908 219109,629 ok 0,659 1744216,100 1761336,289 2201670,361 128,090 134,494 2548708,652 2803579,517 3 0,750 1,100 0,200 0,200 0,720 0,620 1,872 112,302 217155,976 ok 0,659 1744216,100 1761336,289 2201670,361 120,974 127,023 2548708,652 2803579,517 3 0,550 1,100 0,200 0,180 0,720 0,610 1,872 112,302 217155,976 ok 0,649 1772809,807 1790210,654 2237763,318 120,974 127,023 2590490,761 2849539,837 3 0,550 1,400 0,300 0,280 0,860 0,600 1,567 94,020 228313,260 ok 0,638 1802356,637 1820047,499 2275059,373 101,280 106,344 2633665,607 2897032,168 3 0,750 0,800 0,120 0,080 0,570 0,600 2,364 141,855 207892,259 ok 0,638 1802356,637 1820047,499 2275059,373 152,809 160,450 2633665,607 2897032,168 3 0,750 0,700 0,100 0,060 0,500 0,580 2,695 161,715 225147,316 ok 0,617 1864506,866 1882807,757 2353509,697 174,202 182,912 2724481,662 2996929,829 4 0,550 0,600 0,800 0,550 0,480 0,550 2,808 168,453 1954403,786 ok 0,585 1966207,240 1985506,362 2481882,953 181,461 190,534 2873089,753 3160398,728 3 0,550 0,500 0,060 0,040 0,400 0,500 3,369 202,144 211075,609 ok 0,532 2162827,964 2184056,998 2730071,248 217,753 228,641 3160398,728 3476438,601 3 0,750 0,600 0,740 0,500 0,450 0,500 2,995 179,683 2056901,407 ok 0,532 2162827,964 2184056,998 2730071,248 193,558 203,236 3160398,728 3476438,601 4 0,750 0,600 0,700 0,055 0,470 0,500 2,867 172,037 1783647,819 ok 0,532 2162827,964 2184056,998 2730071,248 185,322 194,588 3160398,728 3476438,601

Fa (m²) Fp (m²) Vr (m/s) σ τ τ limite Teste Cavitação

10,243 8,818 23,583 0,497 0,081 0,201 Passa 7,511 6,467 23,942 0,482 0,108 0,198 Passa 7,511 6,295 21,951 0,573 0,132 0,219 Passa 10,243 8,584 21,951 0,573 0,097 0,219 Passa 10,243 8,349 20,814 0,638 0,110 0,231 Passa 7,511 6,123 20,814 0,638 0,151 0,231 Passa 7,511 5,607 17,694 0,882 0,227 0,270 Passa 10,243 9,053 25,931 0,411 0,066 0,179 Passa 10,243 9,287 29,401 0,320 0,050 0,149 Passa 7,511 6,983 30,582 0,295 0,061 0,139 Passa 7,511 7,155 36,508 0,207 0,042 0,097 Passa 10,243 9,522 32,554 0,261 0,040 0,124 Passa 10,243 9,522 31,211 0,284 0,043 0,134 Passa

40

Como os propulsores mais eficientes foram aprovados no teste de cavitação, pode-se selecionar o mais eficiente. Assim, temos que a potência instalada nos propulsores deve ser no mínimo 2716 kW cada.

7.2.4. Seleção dos Azimutais e Diesel-Geradores

Definido o propulsor mais eficiente, procura-se os azimutais que sejam capazes de gerar a potência requerida de 2716 kW, que possua também um diâmetro inferior a 4,17 metros (2/3 do calado a ré). Através do catálogo da empresa Wartsila, foi selecionado o seguinte azimutal:

Figura 22 - Azimutal Selecionado para o PSV 4500 - LNG

Com os dois azimutais selecionados, tem-se uma potência total de 5600 kW, sendo assim, o próximo passo é selecionar dois conjuntos de motores dual fuel que somadas as potências, irão suprir esse valor. Novamente pelo catalogo da empresa Wartsila, foram selecionados dois motores DF de 3000 kW, com as seguintes especificações:

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Figura 23 - Especificaçõe dos Motores Dual Fuel

Logo, tem-se que os motores selecionados suprem a demanda de potência e possuem um consumo de 7280 kJ/kWh.

7.2.5. Consumo LNG

Com o perfil operacional, rota e consumo do motor LNG, é possível calcular o consumo horário de combustível e sua despesa. Com o preço do LNG retirado do site US Natural Gas Prices, tem-se que o valor é de 13 US$/mbtu.

𝑉𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑜 𝐿𝑁𝐺 = 13 𝑈𝑆$

𝑚𝑏𝑡𝑢 = 1,21321 ∗ 10

−5𝑈𝑆$

𝑘𝐽

Como a autonomia e a potência requerida em DP já foram estimadas no item 7.1.7, é possível achar o consumo total de LNG por viagem e horário, assim como seu custo. Novamente assumiu-se que em fundeio e no porto, o sistema propulsivo da embarcação não consumirá combustível.

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Tabela 19 - Consumo Total de LNG

Viagem DP Porto Fundeio

Potência(kW) 5431,94 4451,00 0,00 0,00

Tempo(h) 10,63 10,63 2,66 2,66

Consumo(kJ) 420406528,53 344486697,67 0,00 0,00

Tabela 20 - Custo Total e Horário de LNG

Consumo Total (kJ) 764893226,20 Custo (U$) 9279,74 Custo horário (U$/h) 349,15

Assim, foi possível estimar o gasto de combustível de uma embarcação PSV 4500 DF e seu custo horário de 349,15 dólares por hora.

8. Comparação dos Resultados

Analisando os resultados obtidos verificou-se que dentro do mesmo perfil operacional traçado para navios PSV 4500, o sistema propulsivo com menor custo por hora foi o Dual Fuel. Cabe ressaltar que os preços dos combustíveis foram retirados do site da ANP. A diferença entre os gastos horário e total, em dólares entre os dois sistemas propulsivos foi de aproximadamente 40% a menos para o sistema DF.

Gasto horário de óleo diesel: 586,33 dólares/hora Gasto horário de LNG: 349,15 dólares/hora

43

9. Conclusão

O presente projeto possibilitou perceber a real influência, quantitativa e qualitativa dos dois sistemas propulsivos em uma embarcação PSV 4500.

Foi possível mensurar a influência dos motores LNG no tamanho das embarcações e sua capacidade de carga, já que uma embarcação com motores dual fuel e um determinado porte bruto é maior que uma com propulsão diesel-elétrica com o mesmo valor de dwt.

Para um mesmo perfil operacional e mesmo dwt foi observado que apesar da embarcação dual fuel ser maior em dimensões, possuir maior resistência ao avanço e empuxo requerido, é mais econômico que um sistema propulsivo diesel elétrico.

Para que um estudo completo fosse feito, seria necessário analisar os gastos da jumborização da embarcação para o caso do armador querer converter o PSV diesel elétrico para dual fuel e manter a capacidade de carga, uma vez que o que foi feito no presente relatório é comparar o projeto de duas embarcações. Ou analisar o caso de o armador estar disposto a perder capacidade de carga para adotar o sistema LNG, não havendo o aumento das dimensões da embarcação.

Sabe-se que a falta de terminais de abastecimento de embarcações dual fuel no país é um fator importante na decisão de se adotar esse tipo de sistema propulsivo, porém, esse projeto de conclusão de curso é o início de um estudo mais completo, visando a busca de alternativas viáveis e econômicas ao combustível diesel, que se adequam as novas leis ambientais.

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10. Referências

[1] HOLTROP, J.; MENNEM, G. G. J. A Statistical Re-Analysis of Resistance

and Propulsion Data. nº 363. ed. [S.l.]: [s.n.], v. 31, 1984.

[2] Wartisila, Disponível em:

http://www.wartsila.com/products/marine-oil-gas/engines-generating-sets. Acesso em: Julho 2015.

[3] BERTRAM, H. S. A. V. Ship Design for Efficiency and Economy. 2nd. ed. [S.l.]: Butterworth-Heinemann, 1998.

[4] HARVALD, SV. A. A. Resistance And Propulsiono of Ships. Ed. [S.I], 1972.

[5] LNG for transport, Disponível em:

http://www.shell.com/global/future-energy/natural-gas/natural-gas-transport.html. Acesso em: Julho 2015.

[6] Rolls-Royce, Disponível em: <

http://www.rolls-royce.com/customers/marine/tugs-workboats/lng.aspx>. Acesso em: Julho 2015.

[7] Go-Green, LNG Vessel, Disponível em: < http://harveygulf.com/green.html>. Acesso em: Abril 2015.

[8] Arcoverde, F. C. S. Avaliação de Sistemas Diesel Elétrico, Mecânico e

Híbrido para embarcações de Apoio a Plataformas. 2013.

[9] WATSON, D. G. Practical Ship Design. [S.l.]: Elsevier Ocean Enginneering Book Series, v. I, 1998.

[10] OLIVEIRA, C. S. R.; ARAGÃO, G. M. Relatório 2. Projeto de Sistemas Oceânicos II, 2014. Disponível em:

< http://www.oceanica.ufrj.br/deno/prod_academic/relatorios/2014/Caio+Guilher me/relat1/Relatorio_2_Caio_Guilherme.htm>. Acesso em: 05 de Maio de 2015. [11] Levantamento de Preços da ANP, Disponível em: www.anp.gov.br/preco.