CARACTERIZAÇÃO HIDRÁULICA DE TUBOS POROSOS DE PNEUS RECICLADOS USADOS EM IRRIGAÇÃO SUBSUPERFICIAL

Transcrição

1 CARACTERIZAÇÃO HIDRÁULICA DE TUBOS POROSOS DE PNEUS RECICLADOS USADOS EM IRRIGAÇÃO SUBSUPERFICIAL M. F. Pinto, A. P. de Camargo, O. Rettore Neto 2, J. A. Frizzone 3 RESUMO: Mesmo diante do apelo ecológico pelo reaproveitamento de resíduos, quando se trata de produtos de irrigação, como é o caso de tubos porosos oriundos de pneus reciclados, é imprescindível que estes sejam avaliados de modo a se verificar a sua viabilidade técnica. A caracterização hidráulica é um dos requisitos necessários para tal finalidade, além de fornecer dados essenciais para o dimensionamento de sistemas de irrigação. O objetivo deste trabalho foi caracterizar os tubos emissores porosos oriundos de pneus reciclados quanto aos fatores perda de carga, vazão em função da pressão e variação de vazão. O trabalho foi desenvolvido no Laboratório de Irrigação do Departamento de Engenharia de Biossistemas da ESALQ/USP, no primeiro semestre de 20. Foram realizados ensaios de 5 amostras de tubo impermeabilizado e com distribuição de vazão, sendo mensurada a vazão e a perda de carga. Para determinação do coeficiente de variação de vazão e curva vazão-pressão foram utilizadas 8 amostras, ensaiadas sob 7 níveis de pressão (29,4; 39,2; 49,; 58,9; 68,7; 78,5; e, 88,3 kpa). Foi desenvolvido um modelo matemático para representar a curva vazão-perda de carga do tubo poroso, baseado nas equações de perda de carga universal e na lei de Hooke para três dimensões. Os equipamentos utilizados nos ensaios foram: medidor magnético de vazão, manômetro diferencial de mercúrio, manômetro digital e balança. O tubo poroso apresentou coeficiente de variação de vazão em torno de 5%, sendo considerado um resultado satisfatório. O modelo potencial não se ajustou aos dados da curva característica de vazão-pressão, mas o modelo desenvolvido teve um bom ajuste (R 2 =0,9766). Os fatores de atrito e de redução de perda de carga apresentaram um comportamento divergente da literatura, sendo que outros fatores como a variação do diâmetro devem ser estudados com maior detalhe. PALAVRAS-CHAVE: microirrigação, tubo gotejador, gotejamento enterrado HYDRAULIC STUDY OF POROUS PIPES MADE OF RECYCLED TIRES FOR SUBSURFACE IRRIGATION ABSTRACT: Porous pipes made of recycled tires have been manufactured for deployment in subsurface irrigation laterals. These pipes are considered an environment-friendly product because it helps to reduce environmental problems brought about by the disposal of waste rubber. On the other hand, any product applied for irrigation must present qualities required to support its technical feasibility for in-field uses. The objective of the research was to study a rubber-made porous pipe in laboratory conditions to determine the relation between head loss and flow rate, pressure-flow rate curve, and uniformity of flow rate. The work was developed in the Irrigation Laboratory, Department of Biosystems Engineering ESALQ / USP, during the first half of 20. Five samples of pipes were assessed for determining head loss. These tests involved porous pipes operating normally and waterproofed. The pressure-flow rate relation and the uniformity of flow rate were determined evaluating 8 samples under 7 operating pressures (29.4, 39.2, 49., 58.9, and 88.3 kpa). A mathematical model was developed for representing the curve flow rate-head loss of the porous tube, based on the Darcy-Weisbach equation and Hooke's law to three dimensions. The equipment used in the tests were magnetic flowmeter, mercury manometer, digital pressure gauge and balance. The coefficient of variation of flow was around 5%, which represents a satisfactory result. The power-law function did not fit to the experimental data of pressure-flow rate, but the developed model had a good fit. The head loss coefficient and the friction factor due to outflow of emitters presented values disagreeing from Doutor, funcionário do Departamento de Engenharia de Biossistemas, ESALQ/USP. marinaldopinto@usp.br; apcpires@usp.br 2 Prof. Adjunto da Universidade Federal de Pelotas 3 Prof. Titular do Departamento de Engenharia de Biossistemas, ESALQ/USP. tabotrel@usp.br

2 M. F. Pinto et al. literature. Effects related to pipe diameter changes due to operating pressure must be taken into account by further studies. KEYWORDS: microirrigation, dripline, subsurface drip irrigation 2544 INTRODUÇÃO Cada vez mais é discutida e incentivada a reutilização de materiais e resíduos visando a sustentabilidade dos recursos naturais. Na agricultura irrigada tem-se percebido algumas iniciativas interessantes de reuso de material para concepção de novos produtos, a exemplo dos tubos porosos Osmo-drain fabricados a partir de pneus descartados. Estes tubos são designados para uso em sistemas de irrigação subsuperficial ou de drenagem (Osmo-drain, 202). O destino de pneus usados é bastante problemático, uma vez que estes são considerados resíduos sólidos especiais, sendo que em alguns locais como na União Europeia, estes não podem ser enviados para aterros sanitários, mesmo que sejam triturados (Motta, 2008). Uma destinação possível consiste na reciclagem de pneus, cuja borracha pode ser utilizada para fins energéticos, para fabricação de misturas asfálticas, na construção civil, etc (Bertollo et al., 2000; Lagarinhos & Tenório, 2008). Tubos porosos comercializados para uso em irrigação basicamente são produzidos a partir de uma mistura de borracha triturada com partículas de polietileno, que sofrem processo de extrusão dentro de uma câmara cilíndrica sob pressão e temperatura elevadas (Teeluck & Sutton, 998). A borracha utilizada neste processo geralmente provém da reciclagem de pneus usados. Apesar do tubo poroso ter aparecido recentemente no Brasil, sua utilização em sistemas de irrigação subsuperficial de pomares, jardins e gramados é relatada há vários anos (Teeluck & Sutton, 998). Além de aplicações a campo, Qiaosheng et al. (2007) relata uma pesquisa que descreve simulações do padrão de molhamento e movimento de água no solo quando tubos porosos são utilizados em sistemas de irrigação. Enquanto linhas laterais convencionais de microirrigação contêm emissores dispostos em espaçamento equidistante, os tubo porosos contêm inúmeras unidades emissoras distribuídas ao longo de sua extensão. Entretanto, problemas de uniformidade de vazão ao longo dos tubos, devido a desuniformidade do tamanho dos poros e a redução da permeabilidade com tempo de uso são características inadequadas para o uso na irrigação (Teeluck & Sutton, 998). Apesar de todo o apelo ecológico apresentado por produtos oriundos de processos industriais que envolvem o reaproveitamento de resíduos, é imprescindível que estes sejam rigorosamente avaliados tecnicamente a fim de que seja validada a aptidão dos mesmos para uso em sistemas de irrigação. Os principais indicadores de desempenho de um emissor ou tubo emissor para microirrigação são coeficiente de variação de fabricação, susceptibilidade a obstrução, estabilidade temporal da relação vazão-pressão e sensibilidade à variação de temperatura e pressão (Souza et al., 2005; Frizzone et al., 202). A caracterização hidráulica é um fator primordial, pois o dimensionamento de um projeto de irrigação só é possível caso sejam conhecidas as informações técnicas do emissor, principalmente a relação vazão-pressão, bem como os parâmetros que possibilitem o cálculo de perda de carga. Para o caso dos tubos porosos não há metodologias consagradas para caracterizá-los hidraulicamente, principalmente no que se refere à determinação dos parâmetros para cálculo da perda de carga. Por se tratar de um tubo com distribuição de vazão em marcha, além do fator de atrito da equação universal de perda de carga, tem-se também o fator de redução de vazão (fator de Christiansen). Neste sentido desenvolveu-se este trabalho com o intuito de caracterizar os tubos emissores porosos quanto aos aspectos de perda de carga, vazão em função da pressão e variação de vazão. MATERIAL MÉTODOS Os ensaios foram efetuados no primeiro semestre de 20 sob a altitude de 575 m e latitude e longitude é de e 47 38, respectivamente. Determinação da curva vazão-pressão e coeficiente de variação de vazão Os ensaios para determinação da curva vazão-pressão e do coeficiente de variação de fabricação foram realizados empregando-se uma motobomba com rotação controlada por um inversor de

3 II INOVAGRI International Meeting, 204 frequência. As pressões de ensaio foram ajustadas pelo inversor de freqüência, observando-se o valor de pressão mostrado no manômetro digital (incerteza de medição de 0,25%) instalado no início das linhas constituídas pelas 8 amostras de tubos Osmo-Drain com diâmetro interno de 2,88 mm. Foram avaliados 7 níveis de pressão: 29,4; 39,2; 49,; 58,9; 68,7; 78,5; e, 88,3 kpa. A estrutura de ensaio utilizada permitia o acoplamento simultâneo de 4 linhas de tubos com 2,5 m de comprimento. Em cada uma destas linhas instalaram-se duas calhas coletoras com comprimento de m e espaçadas em 25 cm, sendo coletado o volume de água referente ao comprimento de m de tubo (Figura ). A determinação da vazão em cada uma das amostras foi feita conforme a Eq., sendo que o cálculo da massa específica da água, em função da temperatura ρ(t), foi efetuado por meio da Eq. 2, sugerida por Kell (975). q = m total m coletor 3,6 0 6 () ρ t ρ = (0, , T 7, T 2 52, T , T 4 364, T 5 ) (2) /( + 7, T) q - Vazão por unidade de comprimento de tubo L h - m - m total : Massa do coletor + massa de água coletada kg m coletor - Massa do coletor kg ρ - massa específica da água para uma dada temperatura (T C) kg m -3 t - Tempo de ensaio s As variáveis temperatura, massa e tempo foram mensuradas por meio de termômetro (± C), balança digital (±0, g) e cronômetro (±0,0 s), respectivamente. A temperatura média da água durante os ensaios foi de 27,2 C. O coeficiente de variação de fabricação (CVF) foi determinado com base nos dados coletados do ensaio vazão-pressão. Modelagem da vazão em função da pressão interna do tubo poroso Considere-se um tubo hipotético como o apresentado na Figura 2. Considerando que o fator de atrito pode ser representado por um modelo potencial (Eq. 4) (Yildirim, 2007; Rettore Neto et al., 2009), tem-se a Eq. 6. f = a R b (3) R = 4Q (4) υπd f = a ( 4 υ π D ) b Q b (5) a e b - Parâmetros de ajuste do modelo R - Número de Reynolds, adimensional Q - Vazão, m 3 s -, para o caso da vazão de um poro Q = q p D - Diâmetro, m, para o poro D = D p υ - Viscosidade cinemática, m 2 s - A viscosidade da água em função da temperatura foi calculada por meio da Eq.6, resultante da aplicação do modelo sugerido por Likhachev (2003) aos dados empíricos apresentados por Azevedo Netto (2005). μ = 32, e 482,34866 T+9, υ = μ ρ Em que: μ - Viscosidade dinâmica da água em função da temperatura, N m -2 s Substituindo a Eq. 5 na Eq. Erro! Fonte de referência não encontrada., tem-se: (6) 2545

4 M. F. Pinto et al. 2+b q = ( π2 (5+b) gd p P 8a ( 4 ) b υπ ) e Para um comprimento de tubo L com N poros, tem-se: q = Nq p L = N L (π2 g D p (5+b) P 8 a ( 4 υπ ) b e ) 2+b q = KD p 5+b 2+b ( P e ) 2+b (7) (8) Para o caso em que tanto o diâmetro quanto o percurso dos poros são alterados a medida que a pressão de entrada sofre mudanças, tem-se que D p = D p (P) e e = e(p), respectivamente. Sendo assim, a Eq. 8 é transformada na Eq. 9. q = KD p (P) 5+b 2+b ( P e(p) ) (9) q - vazão por unidade de comprimento de tubo K - constante Suponha-se que o diâmetro dos poros se altere de forma proporcional a variação do perímetro do tubo (Eq. 0), provocada devido à pressão interna do tubo. Esta variação pode ser calculada por meio da equação de Hooke (Eq. ), válida para o caso de um sólido solicitado por três tensões (σ x, σ y, σ z ) normais entre si (Nash, 990). ΔD p = kδc D p (P) = D p + kδc (0) 2+b ε x = E (σ x ν(σ y + σ z )) () ΔD p - variação do diâmetro dos poros ΔC - variação do perímetro do cilindro C - perímetro do cilindro k - constante de proporcionalidade ε x - deformação do sólido na direção x E - módulo de elasticidade do material do qual o sólido é composto ν - coeficiente de Poisson No caso do cilindro, tomando-se a direção x correspondente à direção circunferencial (c), temse: σ x = σ c = Pr ; σ e y = σ l = Pr ; e σ 2e z = σ e = 0. Já quando se considera a direção x correspondente à direção normal a parede do cilindro (e), tem-se: σ x = σ e = 0 σ y = σ c = Pr ; e, σ e z = σ l = Pr (Norton, 2e 2006). Sendo assim aplicando a Eq. para as direções circunferencial e normal à parede do tubo, respectivamente, tem-se: ε c = E (σ c ν(σ l + σ z )) ε c = ΔC C = Pr ee ( ν Pr ) ΔC = C 2 ee ( ν 2 ) (2) ε e = E (σ e ν(σ c + σ l )) ε e = Δe e = 3νPr 3νPr e(p) = e 2eE 2E (3) Substituindo a Eq. 2 na Eq. 0, tem-se: D p (P) = D p + kc Pr ee ( μ 2 ) D p(p) = k P + k 2 (4) Da Eq. 4 tem-se: e(p) = k 3 k 4 P (5) k, k 2, k 3, k 4 : constantes. Aplicando-se as Eqs. 4 e 5 na Eq. 9, tem-se: 2546

5 II INOVAGRI International Meeting, b q = (k P + k 2 ) 5+b P 2+b ( k 3 k 4 P ) Seja x = 5+b = 3x +, de forma que a Eq. 6 torna-se: 2+b 2+b x q = (k P + k 2 ) 3x+ P ( k 3 k 4 P ) (6) (7) Determinação da perda contínua de carga A determinação de perda de carga foi efetuada sob duas condições: com distribuição em marcha (hf m ); e sem distribuição de vazão, ou seja, com tubo poroso impermeabilizado (hf s ). Para ambas as condições utilizaram-se cinco amostras de tubo poroso com comprimento de 8 m, efetuando-se a medição da perda de carga correspondente às velocidades aproximadas de entrada de 0,25; 0,50; 0,75;,00;,50 e 2,00 m s -. Essas medidas foram feitas empregando-se um manômetro diferencial de mercúrio, sendo a perda de carga calculada por meio das Eq. 8 e Eq. 9. A massa específica do mercúrio em função da temperatura foi determinada conforme o modelo sugerido por Holman & Seldam (994). A determinação da vazão foi efetuada por meio de um medidor eletromagnético com faixa de operação de 0 a 4 m 3 h - e incerteza de medição de 0,5%, instalado a montante do tubo poroso. hf m/s = h ( ρ hg ρ 000 ) (8) ρ hg (T) = 3595,08 +, T h - deflexão manométrica, m ρ hg - massa específica do mercúrio em função da temperatura kg m -3 Determinação do fator de atrito da equação universal de perda de carga (f) Para determinação do fator de atrito, efetuou-se a impermeabilização dos tubos, utilizando-se material plástico, de modo a formar uma camada impermeável. Logo após, utilizou-se uma fita adesiva formando uma segunda camada responsável por conferir resistência à camada impermeabilizante, evitando que a pressão exercida pela água proporcione o seu rompimento. Tomando a equação universal de perda de carga (Eq. 20), para expressar de perda de carga no tubo impermeabilizado, tem-se. (9) J s = hf s L = 8fQ2 π 2 gd 5 (20) J s - Perda de carga unitária, sob o regime permanente e uniforme, m m - ; L - comprimento do tubo, m Considerando que o fator de atrito pode ser calculado por meio da Eq. 5, tem-se que: J s = 8a ( 4 υπd ) b Q b Q 2 π 2 gd 5 = KQ2+b = KQ m b = m 2 (2) a = ( υ b 4 ) Kπ (2+b) gd (5+b) (22) 8 Portanto, conforme foi demonstrado (Eq. 22) pode-se obter o ajuste da equação para o cálculo do fator de atrito, a partir do ajuste da perda de carga em função da vazão, ao modelo potencial. Determinação do fator de redução de perda de carga (F de Christiansen) Conceitualmente F (Eq. 23) é a razão entre perda de carga de uma tubulação com múltiplas saídas (hf m ) e a perda de carga que a mesma vazão de entrada causaria caso não ocorresse redução de vazão ao longo do tubo (hf s ). F = hf m hf s (23) Para um tubo com distribuição em marcha com número N de saídas e vazão unitária é constante ao longo de seu comprimento, o fator de redução de perda carga pode ser determinada de acordo com a 2547

6 M. F. Pinto et al. equação proposta por Christiansen (Eq. 24) (Scaloppi & Allen, 993; Valiantzas, 2002). Quando o número de saídas (N) tende ao infinito F (m + ). Porém quando a vazão distribuída varia ao longo da tubulação, o fator de redução de perda de carga pode sofrer alterações. F = m + + 2N + m (24) 6N 2 m - expoente da equação que caracteriza a perda de carga no conduto N - Número de emissores Considere-se um elemento infinitesimal de tubulação dl com uma vazão Q(l), então ter-se-á uma perda de carga elementar dhf s, que pode ser expressa de acordo com Eq. 25. A perda de carga total será, portanto o resultado da integral da Eq. 25. Segundo Yildirim & Ağiralioğlu (2004) a vazão ao longo de uma tubulação com distribuição em marcha pode ser representada pela Eq. 26. Substituindo-se esta equação na Eq. 25, e integrando de 0 a L, resulta na Eq. 27, que rearranjada torna-se igual à Eq. 28. dhf s = J s dl = KQ(l) m dl (25) como: hf s = K (Q( l L )β ) 0 L Q(l) = Q( l L )β (26) m dl L = KQ m ( l L )βm dl 0 hf s = KQ m LF = KQm L βm + F = βm + RESULTADOS E DISCUSSÃO = KQm L βm + Coeficiente de variação de fabricação Na Tabela estão apresentados os resultados dos ensaios para determinação da curva vazão x pressão e coeficiente de variação de fabricação do tubo avaliado. Segundo a ABNT NBR ISO 926: 2006 o coeficiente de variação de fabricação de um emissor ou tubo emissor seja ele regulado ou não, não deve ser superior a 7%. Apesar dessa norma não apresentar requisitos referentes a tubos porosos, pode observar que este atenderia os critérios estabelecidos para os emissores convencionais, para todas as pressões ensaiadas. Portanto, com base no CVF, o material avaliado seria apto para uso em sistemas de irrigação, apresentando qualidade de fabricação superior ao material descrito por Teeluck & Sutton (998). Curva característica de vazão-pressão Na Figura 3 está apresentado o ajuste da relação vazão pressão (Eq.9), tendo este apresentado um coeficiente de determinação de 0,99. O expoente de vazão foi de 0,43983, indicando que o regime escoamento foi turbulento. O expoente de vazão pode ser utilizado para identificar o regime de escoamento do emissor, sendo que o valor do expoente de vazão variaria entre 0 e. Os emissores com regime de escoamento completamente turbulento possui expoente de vazão de 0,5 (Souza et al., 2005). Para o caso dos emissores convencionais, tem-se que a relação vazão pressão é dada por q = kp x (Souza et al., 2005; Yildirim, 2007; Almeida et al., 2009; Frizzone et al., 202). Porém para o caso em questão, devido a variação do diâmetro e do percurso dos poros, mediante a variação de pressão interna do tubo, a relação vazão-pressão é alterada, de modo que o modelo potencial (q = 0,86 P,355 ) apresentou ajuste com coeficiente de determinação inferior àquele obtido pelo modelo proposto (q = (0,02 P+,3) 2,242 (0,4852 0,0032P) 0,44 P0,44 ), como pode ser visualizado na Figura 3. Cálculo do fator de atrito f Na Figura 4A são apresentados os resultados de perda de carga unitária para o tubo sem distribuição em marcha (Js), obtidos nos ensaios em que se efetuou a impermeabilização das amostras (27) (28) 2548

7 II INOVAGRI International Meeting, 204 de Tubo Osmo-Drain. Pode-se observar que o modelo potencial se ajustou aos dados, tendo um coeficiente de determinação de 0,99. Aplicando-se os parâmetros K =,73909 e m = 2,24023 da equação de perda de carga, apresentada na Figura 4A, nas Eqs. 2 e 22, sendo o valor de K transformado para o caso em que a unidade vazão em m 3 s - e, considerando a temperatura média dos ensaios (27,2 C), aplicada na Eq.6, tem-se υ = 0, m 2 s. b = m 2 b = 0,24023 (29) 0, , ,8,739(3600π) 2,24023 (0,0288) 5,24023 a = ( ) a 4 8 (30) = 0,00798 Finalmente, da Eq. 3, tem-se que: f = 0,00798Re 0,24023 (3) Como foram avaliadas 5 amostras, e estas apresentam variações construtivas entre elas como já foi demonstrado na Tabela, então é esperado que o coeficiente de atrito (f) apresente uma certa dispersão entre as amostras avaliadas (Figura 4C). No entanto, considerando-se a média entre as mostras para o mesmo número de Reynolds, tem-se elevada concordância entre os dados observados e os calculados por meio da Eq. 3. Uma questão a ser analisada com maior critério é o fato do fator de atrito aumentar juntamente com o número de Reynolds. Contrariamente, sabe-se que pelas leis da resistência no escoamento turbulento, considerando a rugosidade relativa constante, o fator de atrito diminui na medida que o número de Reynolds aumenta. Isto indica que neste caso, o tubo analisado deve ter sofrido alterações em seu diâmetro devido a pressão interna do tubo, tendo em vista que se trata de um tubo elástico (Rettore Neto, 20). Como os ensaios de perda de carga foram feitos com pressão de entrada constante, então a pressão ao longo do tubo para as vazões menores é maior, uma vez que a perda de carga é menor, então neste caso o diâmetro médio do tubo também seria maior e, consequentemente a rugosidade relativa diminui. Dessa forma, pode-se inferir que a rugosidade relativa aumentou proporcionalmente com o número de Reynolds. Isto pode ser observado por meio da Figura 4D onde se apresentam os valores calculados de rugosidade relativa. Estes cálculos foram feitos por meio da equação de Swamee, que é válida para todas as faixas do regime de turbulento, além do regime laminar (Swamee, 2003). Determinação do fator de redução de perda de carga (F) e do coeficiente β Da Eq. 6, tem-se que hf m = Fhf s, de modo que F representa a inclinação da reta de regressão (F = 0,247) apresentada na Figura 4B, uma vez que nessa figura são apresentados os resultados da perda de carga unitária do tubo operando com distribuição de vazão (Jm) versus a perda de carga unitária para o tubo sem distribuição de vazão. Aplicando-se a equação de Christiansen para N (Eq. 8), tem-se que F = 0,309, que é muito superior ao valor determinado. Isto se deve ao fato de que o fator de redução proposto por Christiansen, parte do pressuposto de que a vazão distribuída ao longo da tubulação é constante, ou seja, a vazão de escoamento ao longo da tubulação tem uma relação linear com a extensão do tubo (Scaloppi & Allen, 993; Valiantzas, 2002). Conforme foi demonstrado, quando a vazão varia segundo o modelo potencial, ao longo da tubulação, o fator F pode ser determinado por meio da Eq. 28. Aplicando o valor de F na Eq. 28, temse que β =,365. Ou seja, a vazão ao longo do tubo poder expressa conforme a Eq. 32. Q(l) = Q( l L ),365 (32) CONCLUSÕES. O tubo poroso avaliado apresentou um bom desempenho no que se refere ao coeficiente de variação de vazão para todas as pressões ensaiadas. 2. O fator de atrito apresentou comportamento divergente da literatura, de modo que outras fontes de variação pode ter interferido nos resultados, sendo estas fontes de variação atribuição a variação do diâmetro em consequência pressão interna do tubo. 2549

8 M. F. Pinto et al. 3. O fator de redução de perda de carga difere dos valores recomendados para linha laterais convencionais, tendo em vista que distribuição de vazão é continua. 4. O modelo desenvolvido para representação da curva vazão-pressão representou adequadamente os dados empíricos, sendo que o modelo potencial não se ajustou adequadamente AGRADECIMENTOS Os autores agradecem ao Ministério da Ciência e Tecnologia (MCT), a Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES), ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) e à Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pelo apoio financeiro a esta pesquisa, através do Instituto Nacional de Ciência e Tecnologia em Engenharia da Irrigação (INCTEI). À empresa Samaritá Indústria e Comércio Ltda. por ter fornecido o material necessário a condução desta pesquisa. LITERATURA CITADA ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas. Equipamentos de irrigação agrícola Emissores e tubos emissores Especificações e métodos de ensaio. ABNT NBR ISO 926. São Paulo: ABNT, p. Almeida, C. D. G. C.; Botrel, T. A.; Smith, R. J. Characterization of the microtube emitters used in a novel micro-sprinkler. Irrigation Science, v.27, p , Azevedo Netto, J. M.; Fernandez, M. F.; Araújo, R.; Ito, A. E. Manual de hidráulica. São Paulo: Edgard Blücher Ltda, p. Bertollo, S. A. M.; Fernandes Júnior, J.; Villaverde, R. B.; Migotto Filho, D. Pavimentação asfáltica: uma alternativa para a reutilização de pneus usados. Revista de Limpeza Pública, ed. 54, p.23-30, Frizzone, J. A.; Freitas, P. S. L.; Rezende, R.; Faria, M. A. Microirrigação: gotejamento e microaspersão. Maringá: Eduem, p. Holman, G. J. F.; Seldam, C. A. ten. A critical Evaluation of the Thermophysical Proprieties of Mercury. Journal of Physical and Chemical Reference Data. v. 23, p , Kell, G. S. Density, thermal expansivity, and compressibility of liquid water from 0 to 50 C. Journal of Chemical Engineering Data, v.20, p.97-05, Lagarinhos, C. A. F.; Tenório, J. A. S. Tecnologias utilizadas para a reutilização, reciclagem e valorização energética de pneus no Brasil. Polímeros: Ciência e Tecnologia, v.8, n.2, p.06-8, Likhachev, E. R. Dependence of water viscosity on temperature and pressure. Technical Physics, v. 48, p.54-55, Motta, F. G. A cadeia de destinação dos pneus inservíveis o papel da regulação e do desenvolvimento tecnológico. Ambiente & Sociedade, v., p.67-84, Nash, W.A. Resistência dos materiais. São Paulo: Makron, p. Norton, R. L. Projeto de máquinas: uma abordagem integrada. Porto Alegre : Bookman, p. Osmo-Drain. Dez Qiaosheng, S.; Zuoxin, L.; Zhenying, W.; Haijun, L. simulation of the soil wetting shape under porous pipe sub-irrigation using dimensional analysis. Irrigation and Drainage, v.56, p , Rettore Neto, O. Modelo para determinação da perda de carga contínua em tubos elásticos. Piracicaba: ESALQ/USP, p. Tese Doutorado Rettore Neto, O; Frizzone, J.A.; Miranda, J.H.; Botrel, T.A. Perda de carga localizadas em emissores não coaxiais integrados a tubos de polietileno. Engenharia Agrícola, v.29, p.28-39, Scaloppi, E. J.; Allen, R. G. Hydraulics of irrigation laterals: Comparative analysis. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, v.9, p.9-5,

9 Vazão unitária (Lh - m - ) II INOVAGRI International Meeting, 204 Souza, J. A. R.; Denículi, W. Batista, R. O.; Val, J. C. C.; Matos, A. T. Caracterização hidráulica de microaspersor aplicando água limpa, água residuária de avicultura e de bovinocultura. Engenharia na Agricultura, v.3, p.6-72, Swamme, K. P. Design of a submarine oil pipeline. Journal of Transportation Engineering, v.9, p.59-70, Teeluck, M.; Sutton, B.G. Discharge characteristics of a porous pipe microirrigation lateral. Agricultural Water Management, v. 38, p , Valiantzas, J. D. Continuous outflow variation along irrigation laterals: effect of the number of outlets. Journal of irrigation and drainage engineering, v. 28, p , Yildirim, G. An assessment of hydraulic design of trickle laterals considering effect of minor losses. Irrigation and Drainage, v.56, p , Yildirim, G. M. A.; Ağiralioğlu, N. Comparative analysis of hydraulic calculation methods in design of microirrigation laterals. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, v.30, p.20-27, Figura. Estrutura utilizada para a realização do ensaio vazão-pressão dos tubos Osmo-Drain Figura 2. Desenho esquemático do tubo poroso, destacando apenas um poro hipotético, em que, Dp: diâmetro do poro; r: raio do tubo; e, e: espessura da parede do tubo modelo qobs potencial (0,02P +,3)2,242 q = P0,44 (0,4852 0,0032P) 0,44 R 2 = 0,999 q = 0,86P,355 R² = 0, Pressão (kpa) Figura 3. Vazão unitária em função da pressão interna do tubo Osmo-drain 255

10 Fator de atrito (f) Rugosidade relativa (ε/d) Perda de carga unitária (m m - ) J m (m m - ) M. F. Pinto et al. 0,35 0,30 0,25 0,20 0,5 0,0 0,05 Figura 4. A. Perda de carga observada com o tubo impermeabilizado; B. Relação entre a perda de carga unitária para o tubo com distribuição de vazão e o tubo impermeabilizado; C: Fator de atrito observado (fobs) e calculado (fcal); D: rugosidade relativa em função do número de Reynolds Tabela. Vazão unitária média (q ) e coeficiente de variação de fabricação (CVF), para 8 amostras avaliadas Amostra J s =,73909Q 2,24023 R² = 0,99232 Pressão (kpa) 29,4 39,2 49, 58,9 68,7 78,5 88,3 Vazão (L h - m - ) J m = 0,24690J s R² = 0, ,00 0,00 A. 0,00 0,0 0,20 0,30 0,40 0,50 B Vazão de entrada (m 3 h - ) J s (m m - ) 0,0 0,07 fobs 0,06 0,08 0,05 0,06 0,04 0,04 0,02 0, ,525 28,283 35,934 47,0 6,28 77,788 95, ,924 25,37 32,57 4,800 54,357 69,22 83, ,56 24,578 3,369 4,668 54,898 68,765 84,83 4 9,750 25,54 3,792 42,039 54,987 70,290 87, ,00 25,958 33,055 43,83 57,434 73,93 89, ,406 24,46 30,987 40,866 53,533 67,403 82, ,809 26,608 34,085 45,632 59,385 75,656 9, ,308 25,427 32,390 42,884 55,858 70,473 85,45 q (L h - m - ) 20,423 25,78 32,72 43,229 56,467 7,597 87,594 CVF (%) 4,954 4,87 4,958 5,007 4,767 5,053 5,6 2,00,75,50,25,00 0,75 0,50 0,25 0,03 0,02 0,0 0,00 C. Número de Reynolds (Re) D Número de Reynolds 2552