CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE FPSO. Rodrigo Pumar Alves de Souza

Transcrição

1 CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE FPSO. Rodrigo Pumar Alves de Souza Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários a obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Prof. Reinaldo de Falco Rio de Janeiro Agosto de 2015

2 UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica DEM/POLI/UFRJ CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE FPSO. Rodrigo Pumar Alves de Souza PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO. Aprovado por: Prof. Reinaldo de Falco, Eng. Prof. Thiago Gamboa Ritto, D. Sc. Prof. Daniel Onofre Almeida Cruz, D. Sc. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL AGOSTO DE 2015

3 Alves de Souza, Rodrigo Pumar Cálculos de perda de carga para seleção de uma bomba de alimentação de água de um gerador de vapor em uma unidade FPSO./ Rodrigo Pumar Alves de Souza. Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, XI, 45 p.: il.; 29,7 cm. Orientador: Reinaldo de Falco Projeto de Graduação UFRJ/ Escola Politécnica/ Departamento de Engenharia Mecânica, Referências Bibliográficas: p Bomba Centrífuga 2. Altura Manométrica 3. Curva Característica do Sistema 4. Água de alimentação para Caldeira I. De Falco, Reinaldo. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Curso de Engenharia Mecânica. III. Cálculo de perda de carga e NPSH de uma bomba de alimentação de água para um gerador de vapor de baixa pressão em um FPSO e análise da bomba proposta pelo fornecedor. iii

4 Agradecimentos Agradeço aos meus pais e irmã que me ajudaram durante os momentos difíceis da minha formação e por terem me dado condições de instrução e oportunidade requeridas para conquistar meus objetivos. iv

5 Resumo do projeto de graduação apresentado ao DEM/UFRJ como parte dos requisitos necessários para obtenção do grau de Engenheiro Mecânico. Cálculos de perda de carga para seleção de uma bomba de alimentação de água de um gerador de vapor em uma unidade FPSO. Rodrigo Pumar Alves de Souza Agosto/2015 Orientador: Prof. Reinaldo de Falco Curso: Engenharia Mecânica Este trabalho tem como objetivo a seleção de uma bomba de alimentação de água em um sistema de geração de vapor de uma unidade FPSO analisando tecnicamente a bomba proposta pelo fornecedor para verificação se ela está adequada e por fim, calcular o diferencial de pressão necessário para a válvula de controle do sistema para as diferentes condições de operação da unidade FPSO.Será apresentado o cálculo da perda de carga e assim definindo o Head necessário e NPSH disponível aplicando os conceitos de hidráulica.uma simulação será feita usando os dados da bomba selecionada e o Software profissional PipeFlow Expert 2013 para definir os valores de perda de carga requeridos pela válvula de controle em cada condição de operação para especificação da válvula. v

6 Abstract of Undergraduate Project presented to DEM/UFRJ as a part of fulfillment of the requirements for the degree of Engineer. Head-loss calculations for selection of a feed water pump for a steam generator in a FPSO unit. Rodrigo Pumar Alves De Souza August/2015 Advisor: Reinaldo de Falco Course: Mechanical Engineering This work aims to select a feed water pump for a steam generator in a FPSO unit analyzing the pump proposed by the supplier to check whether it is adequate and lastly, calculate the pressure differential needed for the control valve at operating conditions of the FPSO. It will be presented the calculation of pressure loss and thereby defining the available NPSH and necessary pump Head. For the for valve specification, simulation will be done using the selected pump and the software PipeFlow Expert 2013 to define head-loss values required for the control valve in each operating condition vi

7 Sumário 1. INTRODUÇÃO Motivação Objetivo Estrutura do Trabalho TEORIA DE BOMBAS Classificação dos tipos de bombas Classificação do escoamento Teorema de Bernoulli Perda de Carga Perda de Carga normal Perda de Carga Localizada Curva do Sistema Determinação do ponto de trabalho Alterar o ponto de trabalho Alterando curva da bomba Recirculação Alteração da curva do sistema Cavitação O SISTEMA DE VAPOR Introdução Qualidade da água de alimentação Descrição Diagrama de Processo Simplificado INSTALAÇÃO Descrição Geral vii

8 4.2. Diâmetros da tubulação do sistema Arranjo da Praça de Maquinas CALCULO DE PERDA DE CARGA Perda de carga Normal Cálculo de Número Reynolds Perda de carga Localizada Resumo de Cálculos Cálculo da altura manométrica total (H) Cálculo do NPSH disponível Definição das características da bomba ANÁLISE DA BOMBA PROPOSTA Seleção da bomba Analise do ponto de operação Analise de cavitação VÁLVULA DE CONTROLE Pontos de Operação do sistema Com controle de vazão para vazão máxima Com controle de vazão para vazão normal Com controle de vazão para vazão mínima Especificação da Válvula de controle CONCLUSÃO REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS APÊNDICE ANEXOS... I I. Arranjo Geral I II. Bomba Shinko (FD Folha de Dados) II viii

9 III. IV. Bomba Shinko (Curva de Desempenho) III Bomba Shinko (Desenho 1) IV V. Bomba Shinko (Desenho 2) V VI. VII. Folha de dados LPSG e Dimensões VI Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1) VII VIII. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No2) VIII IX. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1) IX ix

10 Lista de Figuras FIGURA 1- CLASSIFICAÇÃO DE BOMBAS FIGURA 2 - ÁBACO DE MOODY [1] FIGURA 3 - ÀBACO DE MOODY PARA COMPLETAMENTE TURBULENTO [1] FIGURA 4 - CURVA DO SISTEMA [1] FIGURA 5 PONTO DE OPERAÇÃO [1] FIGURA 6 ALTERAÇÃO DO PONTO DE TRABALHO POR MEIO DO AUMENTO DO IMPELIDOR(D) OU DA ROTAÇÃO(N) [1] FIGURA 7 LINHA DE RECIRCULAÇÃO [1] FIGURA 8 - ALTERAÇÃO DO PONTO DE TRABALHO POR MEIO DE ESTRANGULAMENTO EM UMA VÁLVULA NA DESCARGA [1] FIGURA 9 - ESQUEMA DE CALDEIRA AQUATUBULAR [2] FIGURA 10 - ESQUEMA DO LPSG, DESENHO DONGHWA ENTEC FIGURA 11 - DIAGRAMA DE FLUXO DE VAPOR, DESENHO DO AUTOR FIGURA 12 - DIAGRAMA DE PROCESSO SIMPLIFICADO, DESENHO DO AUTOR FIGURA 13 - CORTE DA PRAÇA DE MAQUINAS BORESTE (STARBOARD) FIGURA 14 - VISTA SUPERIOR 3 CONVÉS EL. 10,9M FIGURA 15 - VISTA SUPERIOR 2 CONVÉS EL 19,2M FIGURA 16 ISOMÉTRICO SIMPLIFICADO DA SIMULAÇÃO REPRESENTADO EM PIPEFLOW EXPERT FIGURA 17 - PERDA DE CARGA NORMAL CALCULADA (H FN) FIGURA 18 - PERDA DE CARGA LOCALIZADA (H FL) FIGURA 19 - CURVA DO SISTEMA FIGURA 20 - NPSH DISPONÍVEL FIGURA 21 ÁBACO DE COBERTURA (SHINKO) FIGURA 22- PONTO DE OPERAÇÃO SHINKO FIGURA 23 ANÁLISE NPSH FIGURA 24 PONTO DE OPERAÇÃO CONTROLE DE VAZÃO MÁXIMA FIGURA 25 - PONTO DE OPERAÇÃO - CONTROLE DE VAZÃO NORMAL FIGURA 26 - PONTO DE OPERAÇÃO - CONTROLE DE VAZÃO MÍNIMA x

11 Lista de Tabelas TABELA 1 - CONDIÇÕES DE OPERAÇÃO TABELA 2 - CONDIÇÕES CLIMÁTICAS TABELA 3 - VALORES RECOMENDADOS BASEADOS NA JIS [3] TABELA 4 - EQUIPAMENTOS DO SISTEMA TABELA 5 - PROPRIEDADES DO FLUIDO TABELA 6 - PROPRIEDADES DO SISTEMA TABELA 7 - ACIDENTES (FITTINGS) TABELA 8 - CÁLCULO DE NÚMERO DE REYNOLDS TABELA 9 - RESUMO DOS CÁLCULOS TABELA 10 HEAD CALCULADO TABELA 11 NPSH DISPONÍVEL DO SISTEMA TABELA 12 CARACTERÍSTICAS DA BOMBA TABELA 13 - BOMBA SHINKO TABELA 14 VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO MÁXIMA TABELA 15 - VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO NORMAL TABELA 16 - VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO MÍNIMA TABELA 17 DADOS DE PROCESSO PARA VÁLVULA DE CONTROLE xi

12 1. Introdução 1.1. Motivação Plataformas de produção, armazenamento e descarregamento de petróleo (Floating Production Storage and Offloading - FPSO) possuem tanques estruturais para o armazenamento de óleo produzido (Óleo Cru) ou óleo combustível (Óleo Diesel). O óleo cru possui uma viscosidade muito alta e tanto para transferência por bombas como para manter a qualidade do óleo, faz se necessário o aquecimento dos tanques. Devido ao alto volume desses tanques, sistemas de aquecimento eficientes precisam ser implantados, principalmente em plataformas que possuem produção continua. Pode ser utilizado sistema de óleo térmico ou aquecimento por meio de vapor gerado na plataforma. Para sistemas a vapor, utilizam-se caldeiras para produção de vapor saturado seco, quando o vapor é apenas utilizado para aquecimento. Esse vapor também é aproveitado para outros consumidores da plataforma como aquecimento de tanques de dreno e borra, aquecimento tanques e purificadores de óleo lubrificante e aquecimento para produção de água destilada, entre outros. Quando a plataforma está localizada em ambientes frios, como no mar do norte, o vapor também se faz necessário para aquecimento da praça de máquinas, acomodações e até tanques de coleta de água de chuva no convés quando possui risco de congelamento. Portanto, a produção de vapor é uma área da engenharia petrolífera essencial (e também da engenharia naval). Bombas de abastecimento de água de alimentação de geradores de vapor são essenciais para o bom funcionamento das plataformas, além disso, a pressão do vapor assim como sua qualidade depende do controle e equilíbrio entre o calor fornecido para a caldeira e a entrada de vazão correta de água de alimentação na caldeira e o consumo de vapor pelos tanques Objetivo Este trabalho tem como objetivo a seleção de uma bomba de alimentação de água em um sistema de geração de vapor de uma unidade FPSO analisando tecnicamente a bomba proposta pelo fornecedor para verificação se ela está adequada e por fim, calcular o diferencial de pressão necessário para a válvula de controle do sistema para as diferentes condições de operação da unidade FPSO. 1

13 Será apresentado o cálculo da perda de carga e assim definindo o Head necessário e NPSH disponível aplicando os conceitos de hidráulica. Uma simulação será feita usando os dados da bomba selecionada e o Software profissional PipeFlow Expert 2013 para definir os valores de perda de carga requeridos pela válvula de controle em cada condição de operação para especificação da válvula Estrutura do Trabalho O trabalho foi dividido em 8 capítulos No capítulo 2 são apresentados os principais conceitos de hidráulica e de bombas. No capítulo 3 são apresentados sistemas de geração de vapor e mostrado o sistema de vapor do FPSO em estudo, descrevendo sua configuração e diagrama de processo referente à bomba. No capítulo 4 é calculado o diâmetro das linhas de sucção e descarga da bomba seguindo norma japonesa e é descrita a instalação e arranjo com listagem de todos os equipamentos relevantes para o cálculo do sistema em estudo. No capítulo 5 é calculada a perda de carga do sistema, para poder-se definir as características hidráulicas necessária da bomba. No capítulo 6 é analisada a proposta do fornecedor da bomba Shinko e verificação de sua adequação ao sistema. No capítulo 7, por meio de simulação dos pontos de operação em todas as condições do sistema que a válvula de controle irá regular e definido a perda de carga para válvula em cada condição. As especificações dos dados de processo da válvula de controle concluem o capitulo. Por fim a conclusão é apresentada no capitulo Teoria de Bombas Bombas são máquinas operatrizes hidráulicas que recebem trabalho mecânico e cede energia ao liquido para escoamento deste no sistema. O trabalho mecânico recebido pode ser por meio de um sistema pneumático, turbinas ou mais comumente motor elétrico. O tipo de energia fornecida ao liquido pode ser de energia de pressão, energia cinética ou ambas. 2

14 Bombas 2.1. Classificação dos tipos de bombas Puras ou Radiais Bombas Centrífugas Tipo Francis Dinamicas ou turbomáquinas Bombas de Fluxo Misto Bombas de Fluxo Axial Bombas Regenerativas Pistão Bombas Alternativas Êmbolo Diafragma Volumétricas ou Deslocamento positivo Engrenagens Lóbulos Bombas rotativas Parafusos Palhetas Deslizantes Figura 1- Classificação de bombas As diferenças entre as duas categorias, dinâmicas e volumétricas são detalhadas abaixo: As bombas dinâmicas, a energia é transmitida pelo impedidor sob a forma de energia cinética e pressão, enquanto nas volumétricas o órgão transmite a energia ao fluido exclusivamente como pressão. Nas bombas dinâmicas a vazão bombeada depende do projeto da bomba e das características do sistema onde ela opera, tendo sua vazão variando com o tempo e condições do sistema. Enquanto que em bombas volumétricas o transporte do liquido e sua vazão, depende do volume deslocado pelo órgão impulsionador e possui mesma direção e sentido que este, tendo sua vazão sempre constante. Bombas volumétricas são mais comumente usadas para baixas vazões, altas pressões e para fluidos de viscosidade alta. Na indústria naval e petrolífera vê-se seu uso para transferência de borra, óleo lubrificante ou combustível ou óleo de alimentação. 3

15 Bombas dinâmicas são usadas para altas vazões, baixas pressões e fluido menos viscoso. Na indústria naval e petrolífera vê-se seu uso como bombas centrífugas de acionamento elétrico ou por turbinas a vapor para serviços de água. A alimentação de água para caldeira precisa de vazão variável dependendo do consumo de vapor, com pressões não tão altas, sendo a comum a utilização de bombas centrífugas Classificação do escoamento O escoamento no interior de dutos e tubos pode ser laminar ou turbulento. Para determinar o tipo de escoamento usa-se um número adimensional chamado número Reynolds. Definido abaixo: Re = ρ V D μ (2.1) Onde: V = Velocidade média do escoamento D = Diametro interno da tubulação ρ = Massa específica μ = Viscosidade Absoluta Para valores de Reynolds abaixo de 2000 o fluido é laminar. Para Reynolds acima de 4000 o fluido está em regime turbulento. Para valores intermediários, a faixa crítica, precisa-se de uma maior analise. Em bombas de alimentação de caldeiras, como o fluido é pouco viscoso (água), o Reynolds costuma ser turbulento, como será demostrado para o cálculo da perda de carga normal Teorema de Bernoulli Para o estudo da hidráulica de um sistema, usa-se como base o princípio de conservação de energia para fluidos proposto por Bernoulli, que relaciona a energia de pressão, a energia cinética e a energia potencial gravitacional de uma linha de corrente em um escoamento. O teorema de Bernoulli pode ser representado pela equação abaixo: P 1 ρ g + V g + Z 1 = P 2 ρ g + V g + Z 2 (2.2) 4

16 Onde: V = velocidade do fluido na seção considerada. g = aceleração gravitacional. h = altura estatica do fluido. P = pressão ao longo da linha de corrente. ρ = massa especifica do fluido Para aplicar o teorema de Bernoulli deve-se supor: Escoamento sem atrito, viscosidade =0. Escoamento ao longo de uma linha de corrente constante. Fluido incompressível, onde ρ é constante. Escoamento em regime permanente 2.4. Perda de Carga Visto que num sistema real, existem perdas por atrito na superfície da tubulação assim como entre as partículas do fluido, devido à viscosidade do fluido. Assim, como as linhas de corrente não são constantes devido aos acidentes e regime turbulento. Assim, precisam-se considerar as perdas de carga representada por h f. P 1 ρ g + V g + Z 1 = P 2 ρ g + V g + Z 2 + h f (2.3) As perdas de carga podem ser separadas por perdas em trecho reto chamadas de perda de carga normal (h fn ) e perdas em acidentes chamadas de perda de carga localizada (h fl ). h f = h fn + h fl (2.4) Perda de Carga normal Perdas devido à rugosidade da tubulação que varia de acordo com o material, processo de fabricação da tubulação e conservação desta. Para o cálculo dessa perda de carga, utiliza-se a equação de Darcy-Weisbach: 5

17 h fn = f L D V2 2g (2.5) Onde: f = Coeficiente de atrito L = Comprimento reto da tubulação D = Diametro da tubulação. Para determinar o valor do coeficiente de atrito f, precisa-se analisar primeiramente o tipo de escoamento pelo número de Reynolds. Para escoamento laminares, o fator f será descrito pela formula abaixo: f = 64 Re (2.6) Para o escoamento turbulento, usa-se a equação de Colebrook-White: e 1 f = 2 log D 10( 3,7 + 2,51 Re f ) (2.7) Visto que esta formula possui f nos dois lados da equação, deve ser feita de forma iterativa ou usar o Abaco de Moody mostrado na Figura 2. Para escoamentos completamente rugoso, o Número de Reynolds não influencia no valor de f, tornando as linhas de rugosidade relativa (e/d) paralelas no Ábaco, portanto assim usar a Figura 3. Formulações teórico-experimentais também surgiram e que facilitam a automatização dos cálculos. A formula de Churchil eq.(5.4) em especial será usada para calcular o coeficiente de atrito neste projeto. 6

18 Figura 2 - Ábaco de Moody [1] 7

19 Figura 3 - Àbaco de Moody para completamente turbulento [1] Perda de Carga Localizada A perda de carga localizada é a perda de carga devido aos acidentes como válvulas e curvas. Definida como hfl, a formula abaixo mostra como calcular essa perda. 8

20 Onde: k = Coeficiente de perda h fn = K V2 2g (2.8) O coeficiente de perda pode é obtido experimentalmente para os diversos tipos de acidentes e geometrias. Existem muitas literaturas e tabelas que listam valores de K para os acidentes mais comuns. Neste projeto foi usado o banco de dados do Software Pipeflow Expert para obter os valores do coeficiente de perda Curva do Sistema Conhecida as perdas de carga do sistema, precisamos calcular a altura manométrica do sistema para diferentes vazões para poder definir a curva do sistema e assim poder analisar se a bomba satisfaz. Pelo cálculo da altura manométrica total eq.(2.11), precisamos calcular a altura manométrica de sucção eq.(2.9) e de descarga eq.(2.10). h s = Z s + P s γ + h fs (2.9) h d = Z d + P d γ + h fd (2.10) H = h d h s (2.11) Onde: H = P d P s γ + Z d Z s + h fl + h fn (2.12) P d = Pressão manométrica do reservatório de descarga P s = Pressão manométrica do reservatório de sucção Z d = Altura estática de descarga bomba até reservatório de descarga Z s = Altura estática de sucção reservatório de sucçcão até bomba γ = Peso especifico na temperatura de bombeamento 9

21 h fl = Total de perda de carga por acidentes h fn = Total de perda de carga por trecho reto Ao calcular a altura manométrica para diferentes vazões pode-se traçar a curva do sistema como mostrada na Figura 4. Figura 4 - Curva do sistema [1] 2.6. Determinação do ponto de trabalho Com a curva do sistema se seleciona uma bomba que possua uma curva de Head(H)xVazão(Q) que intercepte a curva do sistema num ponto em que a vazão seja adequada ao sistema. 10

22 Figura 5 Ponto de operação [1] Essa curva de desempenho deve ser fornecida pelo fabricante da bomba. Deste ponto de operação, pode-se achar a potência, eficiência e Head total efetivo da bomba naquela vazão Alterar o ponto de trabalho Visto que o sistema desse projeto necessita de controle de vazão variável e de controle fino, apresentam-se abaixo modos de alterar o ponto de trabalho de bombas centrifugas. Alterando seu ponto de trabalho, pode-se conseguir a vazão necessária para diferentes condições de operações do sistema de vapor Alterando curva da bomba Pode-se alterar o ponto de trabalho por meio do aumento do impelidor ou aumento da rotação como mostrado na Figura 6. 11

23 Figura 6 Alteração do ponto de trabalho por meio do aumento do impelidor(d) ou da rotação(n) [1] A alteração do impelidor só se faz possível fora da operação, portanto não é um método para controlar um sistema dinâmico como geração de vapor. Seu uso nestes casos é apenas para modificar uma bomba que não se adequa perfeitamente ao sistema, antes da operação do mesmo. Alteração da rotação pode ser usada também para controlar a vazão, seu benefício é que diminui a potência necessária da bomba como mostrada na Figura 6. Para modificar durante operação necessitara-se de um motor com variação de frequência, o que é bastante caro Recirculação Pode-se alterar a vazão de um sistema, por meio de recirculação, transferindo parte da vazão de volta ao tanque de sucção quando a necessidade do sistema for menor como mostrado na Figura 7. 12

24 Esse sistema embora simples de ser implementado é muito ineficiente do ponto de vista energético. Para essa solução ser implementada em um sistema com vazão variável necessitaria também de uma válvula de controle nessa linha de recirculação, o que o torna ruim quando comparado com simplesmente estrangular a descarga como mostrado na seção seguinte. Figura 7 Linha de recirculação [1] Alteração da curva do sistema O método de alteração da curva do sistema mais comum e o estrangulamento da linha de descarga por meio de uma válvula como mostrado na Figura 8, método que será analisando para o sistema utilizado neste projeto. Ao estrangular a linha de descarga a perda de carga do sistema aumenta, aumentando a altura manométrica do sistema e o Head da bomba aumenta com a diminuição da vazão para os valores desejados. Figura 8 - Alteração do ponto de trabalho por meio de estrangulamento em uma válvula na descarga [1] 13

25 Neste projeto a válvula de controle de vazão será responsável pelo estrangulamento da descarga para controlar as vazões de operações Cavitação A cavitação é um fenômeno físico que ocorre quando a pressão absoluta de qualquer ponto de um sistema bombeado atingir o valor inferior ao da pressão de vapor do fluido na temperatura de escoamento. Sua ocorrência na entrada do impelidor da bomba acarreta em vibração, ruído e danificação das pás do impelidor, com retirada do material deste. Para evita-la, os fornecedores calculam o NPSH requerido pela bomba em função da velocidade do fluido. O projetista do sistema então necessita garantir que o sistema possuirá o NPSH disponível superior com margem de segurança. O cálculo desse NPSH disponível é mostrado na equação (5.13) para este projeto. 3. O sistema de vapor 3.1. Introdução Caldeiras ou geradores de vapor são equipamentos destinados a aquecer a água até temperatura de ebulição (para produzir vapor saturado) ou acima da temperatura de ebulição (para produzir vapor superaquecido). Normalmente, usa-se a queima de combustíveis como energia, porem pode-se gerar vapor por meio de trocador de calor recebendo calor de fluido ou superfície aquecida e produzindo vapor em câmaras de vaporização. Na indústria naval e petrolífera, podem se usar como fonte de calor os gases de exaustão de motores, como motores de propulsão em navios, sendo esse trocador de calor instalado nos dutos de exaustão chamados de Economizadores a gás de exaustão. As caldeiras na indústria petrolífera geram vapor para aquecimento e/ou conversão para trabalho mecânico. Quando usado aquecimento apenas, utiliza-se vapor saturado seco. Usa-se para aquecimento de tanques de carga, para aquecimento de purificadores e separadores, para aquecimento de acomodações e praça de maquinas em locais de frio e para aquecimento de tanque de borra e dreno. Quando usado para aquecimento sua pressão de operação pode ser baixa, para que a serpentina possa ter uma menor pressão de projeto. 14

26 Quando usado para conversão para trabalho mecânico, como turbinas a vapor para bombas de alta capacidade ou turbinas a vapor para geradores de energia, necessita-se de alta pressão. A classificação mais usual de caldeiras de combustão refere-se à localização de água/gases e divide-as em: flamotubulares, aquatutbulares e mistas. A Figura 1 mostra uma caldeira aquatubular simplificada com queima de combustível na fornalha. Figura 9 - Esquema de caldeira aquatubular [2] Qualidade da água de alimentação É fundamental o emprego de água destilada tratada para evitar a formação de incrustações sobre a superfície de aquecimento e a geração de camada espessa de espuma na interface água e vapor. Para trata-la retiram-se impurezas e desoxigenam a água, além de adicionarem substancias químicas. A análise da qualidade da água é comum durante a operação e ocasionalmente o sistema deve sofrer limpeza por meio do blowdown da caldeira, que usa a pressão do vapor para expelir parte da água da caldeira e retirar impurezas acumuladas no sistema. 15

27 3.2. Descrição O sistema em estudo é constituído de uma caldeira de alta pressão que abastece os consumidores limpos (não possui risco de contaminação do sistema de vapor por óleo cru). Para o aquecimento dos tanques de carga, que possui risco de contaminação e precisa-se de vapor a uma menor pressão, foi adicionado um gerador de vapor de baixa pressão (LPSG Low Pressure Steam Generator), constituído de um trocador de calor casco e tubo com lado do tubo alimentado por vapor à alta pressão e o lado do casco com água de alimentação aquecida para produção de vapor à baixa pressão. Figura 10 - Esquema do LPSG, desenho DongHwa Entec Será estudada apenas a bomba do LPSG, pois a bomba para caldeira de alta pressão foi definida pelo fabricante da caldeira assim como seus dispositivos de controle. O sistema do LPSG pode ser mostrado na Figura 11. O vapor saturado seco é descarregado do Boiler a 16barg e parte desse vapor que não foi consumido pelos consumidores limpos entra no LPSG. A troca de calor latente entre o vapor a 16barg e a água de alimentação produz vapor a 10 barg. O condensado a 16barg drenado do vapor vai para um tanque dreno que é utilizado para pré-aquecer a água de alimentação do LPSG que vem da bomba. Esse dreno troca calor por meio de dois trocadores de calor, os LPSG Condensate Cooler No1 e No2. 16

28 A bomba em estudo LPSG Feed Pump aparece no diagrama abaixo. Ela bombeia a água de alimentação que é pré-aquecida e entra no LPSG que está a uma pressão de 10barg (11,5 barg projeto). O sistema de alta pressão para os consumidores limpos é representado à esquerda no diagrama. Figura 11 - Diagrama de Fluxo de Vapor, desenho do autor. Visto que o a motivação do sistema LPSG é a completa segregação do sistema de alta pressão e o sistema de baixa pressão para o aquecimento dos tanques de carga, é utilizado dois tanques de água de alimentação/retorno segregados e independentes. O tanque de cascata (cascade tank) alimenta apenas o Boiler, enquanto o tanque de dreno e inspeção (Drain Inspection Tank) alimenta apenas o LPSG. Cada um possui um condensador independente (Atmospheric Condenser e LPSG Drain Cooler). Esse sistema normalmente não é totalmente segregado em outras plataformas. Nestes casos usa-se apenas uma válvula redutora de pressão para conseguir o vapor a baixa pressão. Com o retorno do condensado existe o risco de contaminação, por isso faz se uso do tanque de inspeção com detecção de contaminação antes de retornar ao tanque cascata principal. 17

29 A produção de vapor nominal do LPSG é 20ton/h, porem durante a operação, os valores de produção requeridos são conforme a Tabela 1 abaixo. Tabela 1 - Condições de operação Casos Consumo de água de Condiçã alimentação o kg/h m 3 /h Processamento e Offloading Mínimo ,4 Processamento, Armazenamento e Tank Mantain Temperature Normal ,7 Processamento, Armazenamento e Tank Heat-up Máximo ,22 18

30 3.3. Diagrama de Processo Simplificado O diagrama simplificado abaixo mostra o sistema da bomba em análise. Os diâmetros da linhas em estudo foram calculados na seção 4.2. Figura 12 - Diagrama de Processo Simplificado, desenho do autor. Para cálculo de perda de carga, consideraremos a vazão na condição de projeto do LPSG de 20ton/h aplicando margem de pelo menos 10%. Qbomba max = kg h 1 m 3 m3 1,10 = 22,4 984 kg h 23 m3 h (3.1) 19

31 4. Instalação 4.1. Descrição Geral A instalação é um FPSO que opera no mar do norte, perto da Escócia. As condições do local para projeto são. Tabela 2 - Condições Climáticas Temperatura de água do Mar (profundidade entre 0-10m) Temperatura de ar extremas (100 anos) Mínimo ( o C) Máximo ( o C) 2 17,4-8,2 29, Diâmetros da tubulação do sistema Os diâmetros das tubulações são definidos considerando velocidades máximas para cada fluido, material, processo de fabricação da tubulação e tempo de vida esperada para a instalação, assim como a frequência do serviço daquela linha. O serviço de alimentação de caldeira é constante e visto que a plataforma foi projetada para adequar a norma japonesa JIS (Japanese Industrial Standard) será usada a Tabela 3 para determinar a velocidade máxima do escoamento em tubos de Aço Carbono Schedule 40. Calculam-se os diâmetros recomendados como mostrado abaixo somente para os valores de diâmetros aceitáveis: Para sucção: Diâmetro nominal 4 = 100mm -> Vs recomendada = 0,9 m s Diâmetro interno = 102,26mm Vs calculada = Q A = Qbomba max πd 2 4 = 23 m3 h π 0, = 23 4 m 3600 π 0,102 2 s = 0,78 m s Vs calculada < Vs recomendada Para descarga: 20

32 Diâmetro nominal 3 =80 mm -> Vd recomenda = 3 m s Diâmetro interno = 77,93 mm Vd calculada = Q A = Qbomba max πd 2 4 = 23 m3 h π 0, == 23 4 m 3600 π 0,078 2 s = 1,34 m s Vd calculada < Vd recomenda Tabela 3 - Valores recomendados baseados na JIS [3] Serviço Água de alimentação caldeira Aço Carbono Schedule 40 Sucção Descarga Diâmetro nominal (mm) Diâmetro Interno (mm) Velocidade recomendada (JIS) Velocidade calculada (m/s) 20 20,93 0,4 1 18, ,6 0,4 1 11, ,5 1,2 6, ,9 0,5 1,2 4, ,5 0,6 2 2, ,6 0,7 2 2, ,9 0,8 3 1, ,9 3,5 0, , , , , , , , , , , , , , , , , ,03 21

33 4.3. Arranjo da Praça de Maquinas Condensate Coolers No1/No2 LPSG Zd Bomba e Tanque Figura 13 - Corte da Praça de Maquinas Boreste (Starboard) 22

34 Bomba e Tanque Figura 14 - Vista Superior 3 Convés EL. 10,9m 23

35 LPSG Figura 15 - Vista Superior 2 Convés EL 19,2m 24

36 5. Calculo de perda de carga A partir desses arranjos de praça de máquina disponíveis, foi traçado um isométrico simplificado representado pelo software Pipeflow Expert 2013, conforme abaixo. Figura 16 Isométrico simplificado da simulação representado em Pipeflow Expert

37 abaixo. Os equipamentos no sistema que influenciam no cálculo da bomba são descritos Tabela 4 - Equipamentos do sistema Equipamento LPSG Drain Inspection Tank LPSG Drain Pump Válvula de controle de Nível do LPSG LPSG Condensate Cooler (No1) LPSG Condensate Cooler (No2) LPSG Temperatura ( o C) Elevação a partir da base (m) Pressão (barg) 60 10,9 0 (Atmosférico) 60 10,9 Head a calcular 60 19,2 P considerada 0,3barg para cálculo do Head da bomba. 60(entrada) ~ 119(saída) 119(entrada) ~ 180(saída) 180(entrada) ~184 (saida) 20 0,144 (Perda de carga) 23 0,147 (perda de Carga) (Operação) 11,5 (Projeto) Notas Considerado tanque seco para calculo. Para vazões de operação olhar secção 3.2. P necessária para diferentes vazões será calculada depois de selecionada a bomba. Anexo VII Anexo VIII Cálculo da bomba considera pressão de projeto a pedido do cliente. Anexo IX Visto que os acidentes e comprimento de tubo liso da secção que contem água préaquecida são pequenos, será considerada para todo o sistema a temperatura de alimentação que vem do LPSG Drain Inspection Tank. Os acidentes locais não foram representados no isométrico, e são listados na Tabela 7, separados pelas seções presentes no isométrico. O fluido do sistema é especificado conforme tabela abaixo: 26

38 Fluido Temperatura ( C) Tabela 5 - Propriedades do fluido Viscosidade absoluta [μ] Cp Massa específica [ρ] (kg/m3) Pressão de Vapor [Pv] (kpa) Água doce 60 0, ,946 Os dados de projeto para cálculo abaixo. Tabela 6 - Propriedades do sistema Item P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 P10 P11 Vazão = 23 m³/h Rugosidade 0,046 mm Diâmetro Interno Comprimento Velocidade Material K Total mm m m/s 100 mm CS 3 1,43 0, ,26 Sch mm CS 2 1,67 0, ,26 Sch mm CS 2 3,4 1,34 77,927 Sch mm CS 3 0,53 1,34 77,927 Sch mm CS 8,3 0,53 1,34 77,927 Sch mm CS 18 0,53 1,34 77,927 Sch mm CS ,34 77,927 Sch mm CS 2 7,06 1,34 77,927 Sch mm CS ,34 77,927 Sch mm CS 2 7,06 1,34 77,927 Sch mm CS 4 2,2 1,34 77,927 Sch. 40 Os valores dos fatores K (coeficiente de perda localizada) para os acidentes locais foram obtidos da tabela abaixo. Tabela 7 - Acidentes (fittings) Item K Total P1 1,43 Descrição Fator D DN K N (métrico) Quantidade Curva 90 0,51 4" 100 mm 1 Válvula Gaveta 0,14 4" 100 mm 1 27

39 Item K Fator D DN Descrição Total K N (métrico) Quantidade Entrada Tubo 0,78 4" 100 mm 1 P2 1,67 Válvula Gaveta 0,14 4" 100 mm 1 Curva 90 0,51 4" 100 mm 3 Válvula de Retenção - 2,2 3" 80 mm 1 Portinhola P3 3,4 Válvula Gaveta 0,14 3" 80 mm 1 Curva 90 0,53 3" 80 mm 2 P4 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1 P5 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1 P6 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1 P7 12 Válvula Globo 6 3" 80 mm 2 P8 7,06 Válvula Globo 6 3" 80 mm 1 Curva 90 0,53 3" 80 mm 2 P9 12 Válvula Globo 6 3" 80 mm 2 P10 7,06 Válvula Globo 6 3" 80 mm 1 Curva 90 0,53 3" 80 mm 2 Válvula Gaveta 0,14 3" 80 mm 1 P11 2,2 Curva 90 0,53 3" 80 mm 2 Saída tubo/entrada vaso 1 3" 80 mm Perda de carga Normal A formula geral para perda de carga normal é mostrada abaixo. h fn = f L D V2 2g (5.1) Onde: V = Velocidade linear m/s f = Fator de atrito L = Comprimento reto da tubulação m D = Diametro m g = Aceleracao da gravidade = 9,81 m s 2 Podemos simplificar a equação para função da vazão (Q m 3 /s): 28

40 V = Q A = Q πd 2 4 (5.2) h fn = 0,0826 f L Q2 D 5 (5.3) Para o cálculo do fator de atrito precisa-se usar o Ábaco de Moody, porem para automatizar o cálculo usa-se a formula teórico experimental proposta por Churchill [4]. f = 8 [( 8 Re ) /12 1 (A + B) 1,5] (5.4) 1 A = 2,457 Ln ( ( 7 0,9 Re ) + 0,27 ( e ) D ) B = ( Re ) (5.5) (5.6) Onde: e = rugosidade absoluta Re = Numero de Reynolds Os valores das perdas carga normais calculadas para vazões diferentes, são mostrados no gráfico abaixo: 29

41 h fn (m) Perda de Carga Normal 2,5 2 1,5 1 0, Q (m3/h) Onde: Figura 17 - Perda de Carga Normal Calculada (hfn) Cálculo de Número Reynolds Re = ρ V D μ (5.7) V = Velocidade de escoamento do fluido m/s D = Diametro interno da tubulação m ρ = Massa específica kg m 3 μ = Viscosidade Absoluta cp Tabela 8 - Cálculo de Número de Reynolds V D Nome Tubulação Re Regime de Escoamento f m/s mm P1 à P2 0, , Turbulento 0,019 P3 até P11 1,34 77, Turbulento 0, Perda de carga Localizada A fórmula geral para perda de carga normal é mostrada abaixo. h fl = K V2 2g (5.8) Onde: 30

42 h fl (m) V = Velocidade linear m/s K = Fator K D = Diametro m g = Aceleracao da gravidade = 9,81 m s 2 (5.2). Pode-se simplificar a equação para função da vazão (Q m 3 /s) a partir da equação h fn = 0,0826 K Q2 D 4 (5.9) Os valores das perdas carga localizadas calculadas para vazões diferentes, são mostrados no gráfico abaixo: 12 Perda de Carga Localizada Q (m3/h) Figura 18 - Perda de Carga Localizada (hfl) 31

43 5.3. Resumo de Cálculos Tabela 9 - Resumo dos cálculos Item Vazão f e/d K hfn hfl Total (m) (m) P1 23 0,0190 0, ,43 0,017 0,044 P2 23 0,0190 0, ,67 0,011 0,051 P3 23 0,0192 0, ,4 0,045 0,311 P4 23 0,0192 0, ,53 0,068 0,048 P5 23 0,0192 0, ,53 0,187 0,048 P6 23 0,0192 0, ,53 0,406 0,048 P7 23 0,0192 0, ,045 1,097 P8 23 0,0192 0, ,06 0,045 0,645 P9 23 0,0192 0, ,045 1,097 P ,0192 0, ,06 0,045 0,645 P ,0192 0, ,2 0,090 0,201 Total 1,006 4, Cálculo da altura manométrica total (H) Usando a formula abaixo para calcular a altura manométrica total e definir a curva do sistema. H = P d P s γ + Z d Z s + h fn + h fl + h fe (5.10) Onde: H = Altura manométrica total (m) P d = Pressão manométrica do reservatório de descarga = 1150 kpa P s = Pressão manométrica do reservatório de sucção = 0 Pa Z d = Altura estática de descarga = 24m 10,9m = 13,1m Z s = Altura estática de sucção = 0 (reservatório no mesmo nível) (m) γ = Peso especifico na temperatura de bombeamento N m 3 h fe = Perda de carga de equipámentos 6,124 m γ = ρ g = 984 kg m3 9,81 m s 2 = 9653 N m 3 (5.11) 32

44 H(m) Os valores do Head calculados para as vazões de 0-35 m 3 /h são apresentados na Tabela 10 e na Figura 19. Tabela 10 Head calculado Vazão (m 3 /h) H(m) Vazão (m 3 /h) H(m) Vazão (m 3 /h) H(m) 0 138, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,5 Curva do Sistema 152,0 150,0 148,0 146,0 144,0 142,0 140,0 138,0 136, Q (m3/h) Figura 19 - Curva do sistema 5.5. Cálculo do NPSH disponível Usando a formula abaixo para calcular o NPSH disponível, com as perdas de carga total hfs somente dos tubos de sucção P1 e P2. 33

45 h fs = h fn + h fl = h fn (P1) + h fn (P2) + h fl (P1) + h fl (P2) (5.12) Onde: NPSH disponível = P s γ Z s h fs + P a P v γ (5.13) P s = Pressão manométrica do reservatório de sucção = 0 Pa Z s = Altura estática de sucção = 0 (reservatório no mesmo nível) (m) P a = Pressão atmosférica local = 101,300 kpa P v = Pressão de vapor na temperatura de bombeamento = 19,946 kpa γ = Peso especifico na temperatura de bombeamento = 9653 N m 3 h fs = Perda de carga nos tubos de sucção = 0,123 m Os valores do head calculados para as vazões de 0-35 m 3 /h são apresentados na Tabela 11 e na Figura 20. Tabela 11 NPSH disponível do sistema Vazão (m 3 /h) NPSHd(m) Vazão (m 3 /h) NPSHd(m) Vazão (m 3 /h) NPSHd(m) , ,29 1 8, , ,28 2 8, , ,27 3 8, , ,26 4 8, , ,24 5 8, , ,23 6 8, , ,22 7 8, , ,2 8 8, , ,19 9 8, , , ,4 22 8, , ,4 23 8,3 35 8,14 34

46 NPSHd (m) NPSH disponível 8,5 8,4 8,3 8,2 8, Q (m3/h) Figura 20 - NPSH disponível O NPSH requerido da bomba deve ser 1m menor que o NPSH disponível do sistema para cada vazão, conforme formula abaixo. NPSH disponível 1 m > NPSH requerido (5.14) 5.6. Definição das características da bomba A bomba precisa atender essas características: Tabela 12 Características da bomba Nome da bomba LPSG DRAIN PUMP Vazão Head da Bomba NPSH m³/h m m 23 Calculado 143,6 8,30 (disponível) Adotado 145 7,30 (máximo requerido) A bomba deve ser centrífuga e trabalhar com água destilada tratada para caldeira à temperatura de projeto de 80 C. 35

47 6. Análise da bomba proposta A bomba selecionada foi a SHINKO modelo SHQ65. A curva de desempenho fornecida pelo fabricante, a folha de dados da bomba completa e os desenhos podem ser encontrados no Apêndice IIV. A curva de desempenho da bomba foi tabelada como mostrada na tabela abaixo. Tabela 13 - Bomba Shinko Vazão (m3/h) Head (m) Eficiência (%) NPSHr (m) , , ,6 38 1, , ,6 48 2, , Seleção da bomba A bomba Shinko foi selecionada usando catalogo do fabricante. A escolha do fabricante foi devido à plataforma ser construída por um estaleiro japonês e a Shinko ser um fabricante japonês com renome, principalmente na área naval. O ábaco de cobertura da Figura 21 mostra que a bomba está na faixa de seleção de 30kw do modelo SHQ65. 36

48 Figura 21 Ábaco de Cobertura (Shinko) Fazendo uma análise do material usado, pode-se reparar o uso de impelidor de aço inox, um material caro porem bom para uso em altas temperaturas. Visto que a bomba trabalha com fluidos aquecidos e seu uso é continuo e de alta responsabilidade, o uso desse material se justifica. O uso de dosadores no tratamento da água da caldeira pode gerar necessidade de variações no ph da água bombeada, onde o uso do impelidor de aço inoxidável é recomendado. A escolha por uma bomba horizontal deve-se a facilidade de manutenção e o amplo espaço de instalação no arranjo da praça de maquinas. O alto Head para a relativamente baixa vazão é o que motiva a bomba ser de duplo estágio. 37

49 H (m) 6.2. Analise do ponto de operação Calculando o ponto de operação para vazão nominal, a partir da curva do sistema e a curva de desempenho se obtém esse gráfico da Figura ,0 160,0 140,0 120,0 100,0 BOMBA SHINKO X SISTEMA 80,0 60,0 H(m) Bomba SHINKO 40,0 20,0 0, Q (m3/h) Figura 22- Ponto de operação Shinko Pelo gráfico pode-se perceber que com a Bomba SHINKO o ponto de operação do sistema é a 23m3/h o que atende a necessidade do sistema para as condições de projeto Analise de cavitação. NPSH disponível 1 m > NPSH requerido (6.1) O gráfico da Figura 23 mostra que a bomba selecionada possui NPSH requerido muito abaixo do disponível do sistema, portanto a bomba está adequada neste aspecto. 38

50 NPSHd (m) NPSH disponível x requerido NPSHd(m) NPSHr NPSHr - limite Q (m3/h) Figura 23 Análise NPSH 7. Válvula de controle 7.1. Pontos de Operação do sistema Por meio de simulação no Software Pipeflow, o ponto de operação para as diferentes vazões pode ser mostrado nos gráficos abaixo. Com elas pode-se determinar ao diferencial de pressão para a válvula de controle projetada para as diferentes vazões de operação Com controle de vazão para vazão máxima A Figura 24 abaixo mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão máxima de 18,22 m 3 /h na válvula de controle. Figura 24 Ponto de operação Controle de Vazão máxima 39

51 Nome do tubo Tabela 14 Valores calculados - Controle de Vazão máxima Vazão Velocidade Pressão de saída Perda de Carga Normal Perda de Carga Localizada Perda de carga componente m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd P1 18,22 0,616-0,0037 0,011 0,028 nenhum P2 18,22 0,616-0,0076 0,007 0,032 nenhum P3 18,22 1,061 14,6794 0,029 0,195 nenhum P4 18,22 1,061 14,6723 0,043 0,03 nenhum P5 18,22 1,061 13,857 0,119 0,03 nenhum P6 18,22 1,061 13,8291 0,258 0,03 nenhum P7 18,22 1,061 12,4249 0,029 0,689 nenhum P8 18,22 1,061 12,0654 0,029 0,405 1,492 P9 18,22 1,061 11,8996 0,029 0,689 nenhum P10 18,22 1,061 11,5177 0,029 0,405 1,523 P11 18,22 1,061 11,5 0,057 0,126 nenhum Item Perda de Carga Válvula de controle Head da Bomba Nome do tubo m.hd m.hd P3-152,4 P7 13, Com controle de vazão para vazão normal. A Figura 25 mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão normal de 11,7 m 3 /h. Figura 25 - Ponto de operação - Controle de Vazão Normal 40

52 Nome do tubo Vazão Tabela 15 - Valores calculados - Controle de Vazão Normal Velocidade Pressão de saída Perda de Carga Normal Perda de Carga Localizada Perda de carga componente m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd P1 11,7 0,395-0,0016 0,005 0,011 nenhum P2 11,7 0,395-0,0032 0,003 0,013 nenhum P3 11,7 0,681 15,4795 0,012 0,08 nenhum P4 11,7 0,681 15,4765 0,019 0,013 nenhum P5 11,7 0,681 14,6694 0,051 0,013 nenhum P6 11,7 0,681 14,6574 0,111 0,013 nenhum P7 11,7 0,681 12,3247 0,012 0,283 nenhum P8 11,7 0,681 11,9897 0,012 0,167 1,492 P9 11,7 0,681 11,8647 0,012 0,283 nenhum P10 11,7 0,681 11,5074 0,012 0,167 1,523 P11 11,7 0,681 11,5 0,025 0,052 nenhum Item Perda de Carga Válvula de controle Head da Bomba Nome do tubo m.hd m.hd P3-160,5 P7 23, Com controle de vazão para vazão mínima. A Figura 26 mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão mínima de 7,4 m 3 /h. Figura 26 - Ponto de operação - Controle de Vazão Mínima 41

53 Nome do tubo Vazão Tabela 16 - Valores calculados - Controle de Vazão Mínima Velocidade Pressão de saída Perda de Carga Normal Perda de Carga Localizada Perda de carga componente m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd 1 7,4 0,25-0,0006 0,002 0,005 nenhum 2 7,4 0,25-0,0013 0,001 0,005 nenhum 3 7,4 0,431 15,8444 0,005 0,032 nenhum 4 7,4 0,431 15,8432 0,008 0,005 nenhum 5 7,4 0,431 15,0396 0,022 0,005 nenhum 6 7,4 0,431 15,0346 0,047 0,005 nenhum 7 7,4 0,431 12,2826 0,005 0,114 nenhum 8 7,4 0,431 11,9579 0,005 0,067 1, ,4 0,431 11,85 0,005 0,114 nenhum 10 7,4 0,431 11,503 0,005 0,067 1, ,4 0,431 11,5 0,011 0,021 nenhum Item Perda de Carga Válvula de controle Head da Bomba Nome do tubo m.hd m.hd P3-164,2 P7 28,4-42

54 7.2. Especificação da Válvula de controle Para o cálculo de instrumentação da válvula de controle do LPSG feita pelo fornecedor da válvula, serão necessários os dados de processo calculados mostrados na Tabela 17. GERAL VAZÃO PRESSÃO MAN. Tabela 17 Dados de Processo para válvula de controle IDENTIFICAÇÃO FLUIDO CORROSIVO / EROSIVO / TÓXICO SERVIÇO Válvula de Controle de Nível do LPSG ÁGUA N/N/N ÁGUA DE ALIMENTAÇÃO CALDEIRA LÍQUIDO ESTADO FÍSICO DIÂMETRO NOMINAL DA LINHA, pol 3 OPERAÇÃO, kg/h MÁXIMA, kg/h MÍNIMA, kg/h 7279 À MONT. NA VAZÃO DE OPERAÇÃO, kpa 1466 À MONT. NA VAZÃO MÁXIMA, kpa 1383 À MONT. NA VAZÃO MÍNIMA, kpa 1503 À JUS. NA VAZÃO DE OPERAÇÃO, kpa 1232 À JUS. NA VAZÃO MÁXIMA, kpa 1242 À JUS. NA VAZÃO MÍNIMA, kpa 1228 DE PROJETO, kpa 1600 ΔP NORMAL, kpa 230 ΔP MÁXIMA, kpa 133 ΔP MÍNIMA, kpa 274 TEMP. LÍQUIDO OPERAÇÃO, ºC 60 MÁXIMA, ºC 60 MÍNIMA, ºC 60 PROJETO, ºC 80 CRÍTICA, ºC 373,9 MASSA ESPECÍFICA A 20 C 998 MASSA ESPECÍFICA A TEMP. OPER 984 VISCOSIDADE A TEMP. OPERAÇÃO, cp 0,476 PRESSÃO VAPOR ABS., kpa 19,9 PRESSÃO CRÍTICA ABS., kpa % VAPORIZADA EM PESO À MONT. (OP.) AÇÃO EM CASO DE FALHA Valores fornecidos em kpa onde: P(kPa) = 9,81 H(m) ρ FECHA = 9,81 H(m) 0,984 (7.1) 43

55 A válvula será instalada antes do primeiro aquecedor de água (LPSG Condensate Cooler No1) no 2 Convés a 19,2m de elevação da linha de base do FPSO. 8. Conclusão Através do cálculo hidráulico de um sistema projetado para uma unidade FPSO real foi verificada e confirmada a seleção da bomba de alimentação de água para um gerador de vapor. Verificou-se que a bomba requerida deve ter vazão nominal de 23 m3/h e Head de 145 m. Considerando as demandas de vapor pelos tanques de carga, percebeu-se a necessidade de simular o funcionamento da bomba nas condições de operação para definir os dados de processo inerentes a válvula de controle na linha. Pode-se então definir uma válvula com diferencial de pressão necessário de 230 kpa na condição de vazão normal. Dada essa especificação do sistema, foi possível atualizar quando necessário o diagrama de processo do projeto (PI&D - Piping and Instrumentation Diagram) de forma a definir todos os parâmetros do sistema, como vazão nominal da bomba, diâmetros, pressões na linha e localização da válvula de controle. Foi possível também confirmar a adequação da localização dos equipamentos no arranjo. O mesmo princípio de cálculo pode ser aplicado aos demais sistemas embarcados que possuam bombas hidráulicas ou onde seja observada a necessidade de calcular a perda de carga em tubulações. 44

56 9. Referências Bibliográficas [1] DE MATTOS, E.E., DE FALCO, R., Bombas Industriais, 2ª edição, Rio de Janeiro, Interciência, [2] HowStuffWorks Disponivel em < Acessado em: 5 julho. 2015, 18:30. [3] JIS F 7101:2002 Pipes of machinery - Standard velocity of flow and Korea/Japan new build shipyards standard practices [4] CHURCHILL, S.W. Friction-factor, J.B. Fluid mechanics and engineering applications, McGraw-Hill Book Company. [5] FOX, R.W., PRITCHARD, P.J., MCDONALD, A.T, Introdução à Mecânica dos Fluidos, 7ª edição, Rio de Janeiro, LTC Editora, [6] KARASSIK, I.J., MESSINA, J.P., COOPER, P. et al, Pump Handbook, 3ª edição, Estados Unidos, McGraw-Hill, [7] MACINTYRE, A.J., Bombas e instalações de bombeamento, Rio de Janeiro, Editora Guanabara,

57 Apêndice ANEXOS I Arranjo Geral II Bomba Shinko (FD Folha de Dados) III Bomba Shinko (Curva de Desempenho) IV Bomba Shinko (Desenho 1) V Bomba Shinko (Desenho 2) VI Folha de dados LPSG e Dimensões VII Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1) VIII Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No2) IX Desenho LPSG Condensate Cooler (No1/No2) I

58 I. Arranjo Geral I

59 II. Bomba Shinko (FD Folha de Dados) II

60 III. Bomba Shinko (Curva de Desempenho) III

61 IV. Bomba Shinko (Desenho 1) IV

62 V. Bomba Shinko (Desenho 2) V

63 VI. Folha de dados LPSG e Dimensões VI