Seleção de Bombas Centrífugas para Carregamento de Mistura Combustível em Caminhões Tanque

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1 Seleção de Bombas Centrífugas para Carregamento de Mistura Combustível em Caminhões Tanque André Luiz Coelho Ferreira Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Reinaldo de Falco Rio de Janeiro Setembro de 2016

2 UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica DEM/POLI/UFRJ SELEÇÃO DE BOMBAS CENTRÍFUGAS PARA CARREGAMENTO DE MISTURA COMBUSTÍVEL EM CAMINHÕES TANQUE André Luiz Coelho Ferreira 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 Prof. Gustavo Cesar Rachid Bodstein Prof. Fernando Pereira Duda RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL SETEMBRO DE 2016

3 Pedro Ferreira, Henrique André Luiz dos Santos Coelho Lemos Pedro Seleção Soares de Figueiredo bombas centrífugas para carregamento de Uma mistura Análise combustível dos Novos em caminhões Sistemas de tanque: Bancos UFRJ/ de Dados Escola Relacionais Politécnica, Escaláveis/Pedro Henrique dos Santos Lemos e Pedro VIII, Soares 63 p.: Figueiredo. il.; 29,7 cm. Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, VIII, Orientador: 58 p.: il.; 29,7 Reinaldo cm. de Falco Orientador: Alexandre de Assis Bento Lima Projeto de Graduação UFRJ/Escola Politécnica/ Curso Projeto de Engenharia de Graduação Mecânica, UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso de Engenharia de Computação e Informação, Referências Bibliográficas: pxx p Banco de Dados 2. Modelo Relacional 3. NoSQL 4. NewSQL. 1. Introdução Universidade 2. Objetivo Federal 3.Conceitos do Rio de Janeiro, Gerais de Escola Politécnica, Mecânica dos Curso Fluidos de Engenharia e Bombas 4. de Estudo Computação de Caso e 5. Informação. Conclusão. III. Título. I. Reinaldo de Falco II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Mecânica. III. Seleção de Bombas Centrífugas para Carregamento de Mistura Combustível em Caminhão Tanque.

4 AGRADECIMENTOS Dedico este trabalho aos meus pais, pelo carinho e dedicação que me proporcionaram, e por terem me dado base e instrução necessária para estar hoje concluindo esta nova etapa da minha vida acadêmica. Ao meu filho, para o qual espero ser exemplo de profissionalismo e uma figura de referência em comportamento e vida em sociedade. À minha esposa, minha maior incentivadora durante a elaboração deste trabalho e que vem há algum tempo me suportando de todas as maneiras possíveis para que eu pudesse concluí-lo. Muito obrigado a todos! Amo muito vocês! À Fluxo Consultoria, Empresa Júnior de Engenharia da UFRJ, onde aprendi muito mais do que a teoria da sala de aula. Lá me desenvolvi como pessoa e como profissional e pude entender a frase: Escolhe um trabalho de que gostes, e não terás que trabalhar nem um dia na tua vida. Felizmente levo comigo pessoas maravilhosas que conheci neste lugar e para estas pessoas agradeço ainda mais pelos conselhos, pela compreensão, pelo companheirismo, pelo amor e pela amizade que temos. Agradeço também aos amigos que foram e são sempre fortes e me incentivam e apóiam em toda empreitada que me proponho a seguir. A estes queridos, que sabem a sua importância e com os quais pretendo seguir ao lado nesta viagem pela vida, meu muito obrigado! i

5 Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico. Seleção de Bombas Centrífugas para Carregamento de Mistura Combustível em Caminhões Tanque André Luiz Coelho Ferreira Setembro/2016 Orientador: Reinaldo de Falco Curso: Engenharia Mecânica Este projeto, fictício mas com bases em partes de um projeto real, tem por objetivo selecionar duas bombas centrífugas que atendam às necessidades do projeto de abastecimento do caminhão-tanque com uma mistura pré-estabelecida de combustível (etanol anidro/gasolina). Para fundamentar a escolha do equipamento adequado, é necessário primeiramente avaliar o sistema de armazenamento integralmente, seus dutos e acessórios e as características do fluido transportado. As condições operacionais, tais como vazão e nível do combustível no tanque, serão os fatores importantes do projeto. Após os cálculos, é possível selecionar a bomba que melhor se encaixa nas necessidades requeridas pelo sistema. O fabricante escolhido possui uma grande lista de equipamentos aplicáveis e disponibiliza sua ferramenta de análise na internet. Palavras Chave: bombas centrífugas, sistema de abastecimento, mistura de combustível. ii

6 Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Mechanical Engineer. Centrifugal Pumps Selection for Fuel Mixture Loading in Tank Trucks André Luiz Coelho Ferreira September/2016 Advisor: Reinaldo de Falco Major: Mechanical Engineering This project, fictitious but based in parts of a real project, aims to select two centrifugal pumps that meet the requirements of tanker supply project with a preestablished fuel mixture (anhydrous ethanol / gasoline). To support the choice of the proper equipment, it must first assess the fully storage system, its products and accessories and the characteristics of the transported fluid. The operating conditions such as flow rate and fuel level in the tank will be important design factors. After the calculations, can be selected the pump that best fits the requirements of the system. The chosen manufacturer has a large list of applicable equipment and offers his analysis tool on the Internet. Keywords: centrifugal pumps, supply system, fuel mixture iii

7 SUMÁRIO 1. Introdução Objetivo Conceitos Gerais de Mecânica de Fluidos e Bombas Propriedades dos Fluidos Massa específica Peso específico Densidade relativa Pressão Viscosidade absoluta ou dinâmica Viscosidade cinemática Pressão de vapor Escoamento em Dutos Número de Reynolds Escoamento laminar Escoamento turbulento Teorema de Bernoulli Classificação das Bombas Bombas dinâmicas Bombas volumétricas Curvas características das bombas Curva do Head (H) x Vazão (Q) Curva de potência absorvida (PotABS) x Vazão(Q) Curva de rendimento total (η) x vazão (Q) Curvas características Características do Sistema Altura manométrica do sistema (H) Altura manométrica de sucção (Hs) Altura manométrica de descarga (Hd) Altura manométrica total (Head) Curva do sistema em função da altura manométrica Fatores que modificam as curvas características das bombas... 27

8 Influência da mudança de rotação Influência da variação do diâmetro do impelidor Ponto de Operação ou Ponto de Trabalho Cavitação Equacionamento da cavitação da bomba NPSH disponível (NPSHd) NPSH requerido (NPSHr) Avaliação das condições de cavitação Estudo de Caso Análise do Sistema Dados de entrada do sistema Cálculo altura manométrica de sucção (hs) Cálculo altura manométrica de descarga (hd) Altura manométrica do sistema (H) Cálculo do NPSH disponível Seleção da Bomba Verificação da cavitação Seleção de materiais utilizados nas bombas Vedação por selo mecânico Conclusão Referências Bibliográficas Anexo I - Vista Esquemática Anexo II - Vista Esquemática Lateral (Álcool ou gasolina) Anexo III - Vista Isométrica (Álcool ou gasolina) Anexo IV - Página da fornecedora - ruhrpumpen Anexo V - Dados da bomba CPP 4x3x8 (OH1) - Álcool Anexo VI - Dados da bomba CPP-6x4x10 (oh1) - Gasolina Anexo VII - Selo Mecânico - Jonh Crane... 61

9 1. INTRODUÇÃO Os combustíveis líquidos estão intrinsecamente ligados com o desenvolvimento da sociedade desde a revolução industrial. Ao passar dos anos, o consumo deste ativo aumentou consideravelmente, com a participação importante da popularização do automóvel particular. Portanto, abastecer a cadeia de comercialização deste produto é um fator importante para suprir a demanda. Uma base de distribuição é a instalação que possui as facilidades necessárias ao recebimento de combustíveis, seu armazenamento, processamento, embalagem e distribuição ao mercado consumidor. Ela pode estar próxima a refinaria, fonte supridora, ou em mercados mais distantes do ponto de oferta, tendo como função viabilizar a movimentação do petróleo e seus derivados, atendendo o mercado ao menor custo. No linguajar do setor, é uma indústria de Downstream. Figura 1.1 Ilustração de um sistema de distribuição de combustíveis - Internet 1

10 Figura 1.2 Planta de concepção de um parque de armazenamento e distribuição - Internet Figura 1.3 Planta de um parque de armazenamento e distribuição - Internet Os parques, de acordo com sua capacidade de armazenamento, são classificados em três tipos: os pequenos, com capacidade igual ou inferior a 10 mil m³, os médios entre 10 e 40 mil m³ e os grandes com capacidade maior do que 40 mil m³ O armazenamento dos combustíveis se faz nos tanques, ou reservatórios, tanto em pressão atmosférica quanto sob pressão, e suas especificidades e requisitos são reguladas pelo código americano API 650. Suas dimensões podem variar de 2 metros de diâmetro até mais de 50 metros e, geralmente, são instalados no interior de bacias de contenção com o intuito de conter vazamentos em caso de ruptura do tanque. A concepção de construção pode ser aérea, com teto fixo ou flutuante, interno ou externo, dependendo de suas características estruturais e do tipo de produto a armazenar ou subterrânea. 2

11 Figuras 1.4 e 1.5 Tanques de armazenamento aéreos - Internet A logística de distribuição dos parques pode abranger várias modalidades de transporte: rodoviário, ferroviário, fluvial, marítimo ou através de tubulações. Normalmente, os parques de distribuição são abastecidos pelas refinarias através de tubulações de transporte de fluidos para depois descarregar no transporte mais adequado a localidade. Por motivos de maior capilaridade e abrangência, o modal rodoviário, através dos caminhões tanque, é o mais utilizado e base de estudo deste trabalho. O carregamento dos veículos necessita de planejamento tanto para a preparação dos mesmos, envolvendo locais de estacionamento para inspeção, fila de priorização, ilha de carregamento e inspeção de saída. Nas ilhas de carregamento estão a ponta das tubulações que saem dos tanques de armazenamento, os dispersores, que são os equipamentos que permitem a transferência dos fluidos para os caminhões. Figura 1.6 Braços de carregamento (dispersores) - Internet 3

12 Conectando estes dispersores, nas ilhas de carregamento, aos tanques de armazenamento estão as tubulações. Devido as características peculiares de cada parque de armazenamento, a metragem de dutos varia muito, tanto quanto a quantidade de acessórios, acidentes e instrumentos de controle. Todas estas variações aumentam a dificuldade de transporte dos fluidos devido ao acréscimo de pressão no sistema. Conhecendo um pouco sobre as particularidades dos parques de distribuição, seus componentes e funções, entende-se a necessidade e questões que cercam a escolha de uma bomba hidráulica. É o equipamento que permite efetuar a movimentação do fluido entre os parques industriais, dentro deles e para carregamento nos transportes escolhidos e objeto de estudo neste trabalho. 4

13 2. OBJETIVO Para atender às especificações do percentual de Etanol Anidro na Gasolina (27%), há necessidade de selecionar bombas centrífugas que alimentem as ilhas de abastecimento de uma empresa distribuidora de derivados de petróleo. Nestas ilhas, os caminhões tanque serão abastecidos com esta mistura, com uma vazão pré-definida de 30 m 3 /h no bocal de abertura do tanque. O projeto da planta já é conhecido e as instalações são novas, sendo a capacidade volumétrica dos tanques de armazenamento (1.200 m 3 ) e o layout de implementação das tubulações e da ilha de abastecimento discriminados nos anexos I, II e III. Todas as informações acerca das condições de operação dos fluidos, que são armazenados em tanques distintos e com sistemas de dutos também distintos, já são conhecidas: 32º C. Os tanques estão dispostos a 200 metros de distância do ponto de instalação das bombas e o fluido armazenado possui nível variável com o tempo. Toda a tubulação é de aço Schedule 40, variando apenas seu diâmetro. Portanto, o objetivo do projeto consiste em avaliar e calcular as condições de operação do sistema proposto e escolher duas bombas centrífugas, uma para cada sistema de fluido. O projeto é inteiramente fictício, tendo-se baseado em informações reais da indústria. 5

14 3. CONCEITOS GERAIS DE MECÂNICA DE FLUIDOS E BOMBAS Neste capítulo serão abordados conceitos de mecânica dos fluidos relevantes para o embasamento teórico necessário para a elaboração deste trabalho. Considerandose a teoria básica que regerá o projeto, serão apresentadas noções sobre bombas, suas variedades e aplicações, a categorização dos seus principais tipos e as características relevantes de cada grupo. Todos os cálculos e formulações matemáticas necessárias para o estudo de bombas e o seu respectivo sistema serão demonstrados, para que seja possível avaliar suas curvas e pontos de operação PROPRIEDADES DOS FLUIDOS Para que as bombas hidráulicas possam ser estudadas, é fundamental o conhecimento algumas propriedades dos fluidos, apresentados abaixo MASSA ESPECÍFICA A massa específica (ρ) é a quantidade de massa presente em um determinado volume de fluido. A unidade que será utilizada nesse trabalho será a mesma que o SI, kg/m³ PESO ESPECÍFICO O peso específico de um fluido é a razão entre o seu peso e a unidade de volume de uma substância. Este "peso" é função da aceleração da gravidade onde ele se encontra, conforme a segunda Lei de Newton. Ele pode ser representado pela relação: γ = ρ g (3.1) Onde: ρ massa específica da substância [kg/m³]; g aceleração da gravidade [m/s]. Assim, a unidade do peso específico é N/m³ DENSIDADE RELATIVA A densidade relativa é a razão entre a massa específica de uma substância e a massa específica de uma substância em uma condição padrão. Para substâncias em 6

15 estado líquido ou sólido, a substância padrão utilizada como referência é a água. Já para substâncias em estado gasoso, a substância de referência é o ar. Quanto à condição padrão, a pressão de referência é a pressão atmosférica ao nível do mar. Porém, no que se trata com relação à temperatura, há três valores-padrão de referência: 4 ºC (39,2 ºF) temperatura em que a água apresenta maior peso específico; 20 ºC (68 ºF) temperatura recomendada pela ISO 15 ºC (59 ºF) temperatura usada como padrão pela API PRESSÃO É uma grandeza definida pela razão entre a componente normal de uma força e a área sobre a qual ela atua, ou seja, uma grandeza de força por unidade de área. A unidade padrão do SI é Pascal [Pa], onde 1 Pa = 1 N/m 2. Nos estudos de hidrostática, onde se associa a pressão P a uma altura H de coluna de líquido, obtemos, correlacionando com o peso específico desta coluna de líquido, a expressão seguinte: P = γ H (3.2) Existem duas formas de se apresentar a medida de pressão: absoluta e manométrica. A pressão absoluta é referida à pressão zero absoluto. A pressão manométrica é referida à pressão atmosférica do local da medição VISCOSIDADE ABSOLUTA OU DINÂMICA Seguindo a definição dada por Newton, é a resistência oferecida pelas camadas líquidas ao escoamento. 7

16 Figura 3.1 Ilustração [1] Para ilustrar: imaginemos uma placa plana, fina, de área S, imersa em um fluido inicialmente em repouso e a uma distância Δx do leito deste recipiente. Ao aplicarmos uma força F a esta placa, na direção de cisalhamento ao fluido, ela adquire uma velocidade Δv, arrastando o fluido em contato direto com ela, com a mesma velocidade. Como resultado verificamos que há uma proporção desta força com a área, a distância Δx e a velocidade Δv. Esta proporção é a viscosidade dinâmica, disposta sob a fórmula: μ = F Δx S Δv (3.3) Podendo também ser escrita sob a forma: μ = τ Δx Δv (3.4) Onde τ é chamado de tensão de cisalhamento. A unidade mais usual é a centipoise [cp], onde 1 poise = 0,1 N s m 2 = 0,1 Pa * s VISCOSIDADE CINEMÁTICA É a relação entre a viscosidade absoluta µ e a massa específica ρ: ν = µ ρ. A unidade mais usual é a centistokes [cst], onde 10 6 centistokes = 1 m 2 s 8

17 PRESSÃO DE VAPOR A pressão de vapor pode ser determinada como a pressão parcial do vapor em contato com o líquido saturado a uma dada temperatura, ou seja, para uma determinada temperatura abaixo da temperatura crítica, é a pressão na qual coexistem as fases líquidas e vapor. A pressão de vapor varia proporcionalmente à variação de temperatura do fluido, logo quanto maior for a temperatura maior será a pressão de vapor. Se a pressão absoluta em qualquer ponto de um sistema de bombeamento for igual ou inferior a pressão de vapor do líquido, na temperatura de bombeamento, parte desse líquido se vaporizará e posteriormente poderá causar o fenômeno da cavitação. Figura 3.2 Variação de pressão de vapor com a temperatura [1] 3.2. ESCOAMENTO EM DUTOS O entendimento de como a tubulação, através da especificidade do seu material e qualidade de fabricação, os acessórios aplicados ao longo dela e o fluxo do fluido influenciam na energia necessária para o seu transporte, é necessário compreender os conceitos envolvidos no escoamento, conforme apresentado a seguir. 9

18 NÚMERO DE REYNOLDS O número de Reynolds (Re) é a relação entre grandezas inerciais com grandezas viscosas. É um número adimensional calculado pela equação: Re = ρ V D μ (3.5) Onde: ρ massa específica do fluido [kg/m³]; V velocidade do escoamento [m/s]; D diâmetro do duto [m]; µ viscosidade absoluta do fluido [Pa.s]. Dependendo do número do Reynolds, é possível ter diferentes tipos de escoamento ESCOAMENTO LAMINAR Grande parte das literaturas em mecânica dos fluidos considera que Re < 2300 é uma faixa segura na qual encontra-se um escoamento laminar no interior de dutos. Neste tipo de escoamento, numa dada seção, as extremidades dos vetores de velocidades das partículas formam uma superfície parabólica e as linhas de fluido são paralelas à tubulação. Nesta situação a velocidade das partículas nas paredes é aproximadamente nula enquanto no centro do tubo se encontra seu valor máximo ESCOAMENTO TURBULENTO Para Re > 4000, o escoamento em dutos é turbulento. Neste tipo de escoamento a distribuição das velocidades é mais uniforme, porém as partículas apresentam movimento caótico macroscópico, isto é, a velocidade apresenta componentes transversais ao movimento geral do conjunto ao fluido. 10

19 TEOREMA DE BERNOULLI O teorema de Bernoulli relaciona variações de velocidade, pressão e elevação ao longo da linha de corrente. Entretanto, ele fornece resultados exatos apenas para um escoamento em regime permanente, incompressível, sem atrito e ao longo de uma linha de corrente. O teorema pode ser representado pelas seguintes equações: P ρ + V2 2 + Z g = constante (3.6) P γ + V 2 2 g + Z = constante (3.7) Porém, na dedução do teorema foi considerada a hipótese do líquido ser perfeito, não levando em conta a perda de energia devido à viscosidade, atrito ou turbilhonamento, necessários na análise deste projeto. No entanto, é possível adaptar o teorema aos líquidos reais considerando as perdas de carga (hf) normais ao escoamento. Desta forma, a equação passa a ser representada por: 2 γ + V 1 2 g + Z 1 = P 2 2 γ + V 2 2 g + Z 1 + h f P 1 (3.8) Nesta equação, a energia perdida por unidade de peso pelo fluido ao se deslocar entre dois pontos é representado pela perda de carga (hf) Perda de carga Representa a energia por unidade de peso perdida em algum trecho de uma tubulação. Este valor é encontrado a partir da soma entre a perda de carga normal (hfn), que ocorre em trechos retos de tubulação, e a perda de carga localizada (hfl), que se verifica em acessórios (válvulas, conexões, etc). 11

20 h f = h fn + h fl Weisbach: Onde: (3.9) Para o cálculo da perda de carga normal será utilizada a fórmula de Darcy- ƒ coeficiente de atrito; L comprimento do tubo [m]; D diâmetro da tubulação [m]; h fn = f L D V 2 V velocidade do escoamento [m/s]; g aceleração da gravidade [m/s 2 ]. 2 g (3.10) Observa-se que, de acordo com o regime do escoamento, o coeficiente de atrito da equação 3.10 deverá ser calculado de forma diferente para regimes laminares e turbulentos. Nos regimes laminares, o fator ƒ pode ser determinado pela fórmula: f = 64 Re (3.11) Porém, para o regime turbulento, o fator ƒ deve ser determinado graficamente, fazendo-se uso do Ábaco de Moody (figura 3.3). É uma função da rugosidade relativa (ε/d) da tubulação em estudo e o número de Reynolds (Re), onde encontra-se o coeficiente de atrito (ƒ) correspondente. Percebe-se que para escoamentos completamente turbulentos, as linhas correspondentes a rugosidade relativa tornam-se horizontais no diagrama. Isso significa que o fator ƒ é independente do número de Reynolds para essas situações. Quando isso ocorrer pode-se usar o gráfico da figura 3.4, em que apenas o diâmetro da tubulação é necessário. 12

21 Figura Ábaco de Moody [2] 13

22 Figura Rugosidade relativa e coeficiente de atrito para escoamento completamente turbulento [1] 14

23 Tabela Valores de ƒ para tubos comerciais, Re > 4000 [1] Tabela Perda de carga em tubulações de aço Schedule 40 bombeando água [1] 15

24 A perda de carga localizada pode ser determinada pelo método do comprimento equivalente. Este método consiste em fixar um valor de comprimento reto de tubulação correspondente a perda de carga causada por um determinado acidente. Exemplos de valores de comprimento equivalentes tabelados são mostrados nas tabelas 3.3, 3.4 e 3.5. Eles são encontrados utilizando o diâmetro nominal da tubulação com o acidente/acessório em questão. Tabela Comprimentos equivalentes para diferentes entradas e saídas [1] 16

25 Tabela Comprimento equivalente para joelhos, curvas e T s [1] 17

26 Tabela Válvulas [1] Após obter todos os comprimentos equivalentes de todos os acessórios de uma tubulação, a perda de carga pode ser calculada pelas equações 3.12 e Na primeira equação calcula-se o comprimento total da tubulação, ele é a soma dos comprimentos retos com os comprimentos equivalentes de todos os acessórios. Em seguida utiliza-se esse comprimento para o cálculo da perda de carga (hf). i = n L Total = L Reto + Le i i = 1 (3.12) 18

27 h f = f L Total D V 2 2 g (3.13) No caso de tubulações já conhecidas e comumente utilizadas, é possível fazer uso de valores já mensurados e tabelados de perda de carga em tubulações, de acordo com seu diâmetro e vazão. Basta pegarmos o comprimento total calculado na equação 3.12 e calcular a perda de carga utilizando os valores da tabela, atentando para a correção devido a diferença dos fluidos. Como exemplo, temos a tabela 3.2, que traz valores para a perda de carga em tubulações de aço Schedule 40 bombeando água CLASSIFICAÇÃO DAS BOMBAS Aqui serão abordadas as características das bombas dinâmicas e volumétricas. O esquema apresentado abaixo (figura 3.5) classifica os principais tipos de bomba dentro destes dois tipos: Figura 3.5 Classificação das bombas 19

28 BOMBAS DINÂMICAS Bombas dinâmicas, ou turbobombas, são aquelas cuja movimentação do fluido é dada por forças desenvolvidas em sua própria massa. São caracterizadas por possuírem um órgão rotatório (impelidor, rotor, etc.) dotado de pás que transmite sua energia rotativa para a aceleração da massa líquida. A forma que o impelidor cede energia ao fluido e a orientação do líquido ao sair do mesmo é o que distingue os diversos tipos de bombas dinâmicas. Dentre os tipos de bombas dinâmicas apresentadas na figura, serão observadas apenas as bombas centrífugas, alvo de aplicação neste trabalho. As bombas centrífugas têm primordialmente energia cinética sendo fornecida ao líquido, a qual é posteriormente convertida, em sua maior parte, em energia de pressão. Essa conversão ocorre graças ao aumento progressivo da área da carcaça. Existem dois tipos de carcaça, a carcaça em voluta com região difusora (Figura 3.5) e a carcaça pás difusoras (Figura 3.6 ): Figura 3.5 Carcaça em voluta [1] Figura 3.6 Carcaça com pás difusoras [1] Para o funcionamento desse tipo de bomba, é necessário que sua carcaça esteja completamente preenchida com líquido de trabalho. Esse funcionamento se baseia em criar uma zona de baixa pressão e outra de alta pressão. A zona de baixa pressão é criada devido ao líquido localizado na sucção (olho do impelidor) ser forçado para a periferia do impelidor, criando um vazio na região central que será preenchido com a mesma quantidade de líquido que foi deslocada para a bomba do rotor. Esse ciclo se repete indefinidas vezes e é considerado um fluxo contínuo. A zona de alta pressão faz com que seja possível o transporte do fluido de trabalho e as condições finais do processo. Ela acontece com a ida do líquido para a 20

29 periferia, com isso a área do escoamento aumenta o que causa queda da velocidade do fluido e aumento de pressão BOMBAS VOLUMÉTRICAS Nas bombas volumétricas o aumento de pressão concedido ao fluido é realizado por meio da diminuição do seu volume. Isso ocorre com o líquido sendo aspirado para um espaço de volume constante e posteriormente sendo comprimido até a pressão de trabalho e descarregado para a tubulação. Uma das características mais importantes destas bombas é manterem a vazão média praticamente constante. Segue abaixo figuras de bombas volumétricas: Figura 3.7 Bomba de engrenagens [1] Figura 3.8 Bomba de lóbulos [1] 3.4. CURVAS CARACTERÍSTICAS DAS BOMBAS Para a determinação do ponto de trabalho, vazão, carga, potência consumida e eficiência, se fazem necessário encontrar as curvas características das bombas. Neste tópico é feita uma apresentação dessas curvas CURVA DO HEAD (H) X VAZÃO (Q) Essa curva representa a variação da carga (Head) da bomba em função da vazão. A carga é definida como energia por unidade de peso que a bomba pode fornecer ao fluido para uma vazão específica. Segue uma figura exemplificando uma curva desse tipo. 21

30 Figura 3.9 Curva de Head x Vazão [1] CURVA DE POTÊNCIA ABSORVIDA (POTABS) X VAZÃO(Q) Esta curva mostra a variação da potência absorvida pela bomba em função da vazão. Ela é imprescindível na seleção da bomba, por determinar a potência necessária ao acionador para o ponto de projeto. Essa curva é determinada pela relação a seguir. Pot abs = γ Q H 75 η (3.14) Onde: Potabs em [CV]; Q em [m³/s]; H em [m]; γ em [kgf/m³]. Para encontrar a potência útil cedida ao fluido (Potc), utiliza-se a equação 3.15 abaixo. Pot c = γ Q H 75 (3.15) CURVA DE RENDIMENTO TOTAL (η) X VAZÃO (Q) O rendimento total é o produto entre os rendimentos hidráulico (η H ), mecânico (η M ) e volumétrico (η V ) da bomba, como mostrado na equação η = η H η V η M (3.16) 22

31 Outra forma de expressar essa curva é através da equação 3.17, considerando o rendimento uma relação entre a potência cedida ao fluido e a potência absorvida pela bomba. η = Pot c Pot abs (3.17) CURVAS CARACTERÍSTICAS As três curvas características vistas anteriormente são, normalmente, fornecidas em conjunto no mesmo gráfico. Figura 3.10 Curvas características [1] 3.5. CARACTERÍSTICAS DO SISTEMA Avaliando a curva de Head versus Vazão, é possível observar claramente a energia por unidade de peso que a bomba é capaz de fornecer ao fluido em função da vazão. Porém, para que seja identificado qual o ponto de trabalho, é necessário determinar também qual a energia por unidade de peso que o sistema demanda em função desta vazão. Para isso, será apresentado a seguir alguma teoria acerca delas ALTURA MANOMÉTRICA DO SISTEMA (H) A altura manométrica do sistema é a energia por unidade de peso que o sistema solicitará de uma bomba em função de sua vazão. Esta energia é função da altura estática de elevação, da diferença de pressões entre os reservatórios de sucção e 23

32 descarga e das perdas existentes em tubulações e acessórios. A altura manométrica total (H) é calculada fazendo a diferença entre altura manométrica de descarga (Hd) e altura manométrica de sucção (Hs). Ou seja, é a diferença entre a quantidade de energia por unidade de peso necessária no flange de descarga e existente no flange de sucção. H = H d H s (3.18) Figura 3.11 Sistema de bombeamento [1] ALTURA MANOMÉTRICA DE SUCÇÃO (HS) Existem duas maneiras distintas de calcular a altura manométrica de sucção. A primeira é com a aplicação do teorema de Bernoulli entre um ponto na superfície do reservatório de sucção e o flange de sucção da bomba. Onde: Zs - Altura estática de sucção; H s = Z s + P s γ h fs Ps - Pressão manométrica no reservatório de sucção; γ - Peso específico do fluido; hfs - Perda de carga em linhas e acessórios de sucção. (3.19) 24

33 A segunda alternativa consiste na medição da quantidade de energia por unidade de peso no flange de sucção. Logicamente, essa equação só pode ser utilizada a partir de testes com a instalação operando. Onde: H s = P fs γ + V 2 fs 2 g Pfs - Pressão manométrica no flange de sucção; Vfs - Velocidade no flange de sucção; γ - Peso específico do fluido; g - Aceleração da gravidade ALTURA MANOMÉTRICA DE DESCARGA (HD) (3.20) De forma análoga a altura manométrica de sucção, a altura manométrica de descarga também pode ser calculada de duas maneiras. Onde: H d = Z d + P d γ + h fd H d = P fd γ Zd - Altura estática de descarga; + V 2 fd 2 g Pd - Pressão manométrica no reservatório de descarga; Vfd - Velocidade no flange de descarga; hfd - Perda de carga em linhas e acessórios de descarga; γ - Peso específico do fluido; g - Aceleração da gravidade. (3.21) (3.22) 25

34 ALTURA MANOMÉTRICA TOTAL (HEAD) Como já apresentado na equação 3.18 e com as equações mencionadas nos itens anteriores, agora é possível calcular a altura manométrica total. Utilizando o primeiro método (Bernoulli), temos: H = (Z d Z s ) + (P d P s ) γ + (h fd + h fs ) (3.23) A partir do segundo método, a expressão encontrada é explicitada abaixo. É importante ressaltar que para o segundo método, a diferença de altura entre os flanges de sucção e descarga foi considerada desprezível. H = (P fd P fs ) γ + (V fd 2 V fs 2 ) 2 g (3.24) CURVA DO SISTEMA EM FUNÇÃO DA ALTURA MANOMÉTRICA Curva do sistema é a curva que mostra a variação da altura manométrica total com a vazão. Ou seja, mostra a variação da energia por unidade de peso que o sistema solicita em função da vazão. A expressão da curva, mostrada abaixo, possui uma parte estática (não varia com a vazão) e uma parte de fricção (varia com a vazão). Para a equação abaixo: H = (Z d Z s ) + (P d P s ) γ + (h fd + h fs ) (3.25) H estático, que não varia com a vazão: (Z d Z s ) + (P d P s ) γ H fricção, que varia com a vazão: (h fd + h fs ) O procedimento para construção desta curva consiste em arbitrar valores quaisquer para a vazão, porém tendo como parâmetros a vazão nula e outro referente à 26

35 vazão de operação desejada. As outras vazões devem conter valores acima e abaixo da vazão de projeto, sendo assim possível cobrir uma boa faixa de vazões e ter uma curva próxima da realidade. Figura 3.12 Exemplo de curva do sistema [1] 3.6. FATORES QUE MODIFICAM AS CURVAS CARACTERÍSTICAS DAS BOMBAS Nessa seção será analisado o impacto da alteração de parâmetros relacionados às bombas e suas curvas características. A princípio, estas mudanças influenciam no ponto de trabalho da bomba e podemos modificar estas curvas características das bombas por diversos fatores. Os efeitos relacionados à variação destes fatores estão a seguir: Rotação da bomba (N); Diâmetro do impelidor (D); O estudo dessa seção é um problema de análise dimensional, necessária para verificar a influência de variáveis N (rotação), D (diâmetro), ρ (massa específica do fluido) e µ (viscosidade do fluido) nas características de desempenho: Q (vazão), H (carga), Pot (potência). Os grupos adimensionais que devem ser analisados são os seguintes: π 1 = Q N D 3 (3.26) 27

36 π 2 = H N 2 D 3 (3.27) π 3 = D2 N ρ µ (3.28) π 4 = Pot ρ N 3 D 5 (3.29) Na busca de uma semelhança física entre bombas, é necessário que as mesmas sejam semelhantes dinâmica, geométrica e cinematicamente. Desta forma, os valores dos grupos adimensionais acima devem ser constantes INFLUÊNCIA DA MUDANÇA DE ROTAÇÃO A simples observação dos grupos adimensionais mostra que, considerando um dado fluido e mantido o diâmetro do impelidor constante, existe uma relação de proporção entre Q, H e Pot com a rotação. Com isso, alterando a rotação da bomba para um novo valor (N2), as seguintes relações são consideradas: Q 2 Q 1 = N 2 N 1 (3.30) H 2 = ( N 2 2 ) H 1 N 1 (3.31) Pot 2 = ( N 3 2 ) Pot 1 N 1 (3.32) 28

37 Logo, sempre que altera-se a rotação, é possível encontrar os pontos corrigidos das curvas características para a nova condição do projeto. Normalmente os fabricantes fornecem as curvas para diferentes velocidades. Mas é interessante notar que esta alteração não causa variação na curva de rendimento (η) x vazão (Q), comprovada facilmente com a manipulação das equações 3.14, 3.21 e INFLUÊNCIA DA VARIAÇÃO DO DIÂMETRO DO IMPELIDOR Primeiramente, é preciso distinguir dois casos em que há variação no diâmetro externo do impelidor. O primeiro caso é o de bombas geometricamente semelhantes, ou seja, que possuam dimensões físicas com proporcionalidade constante. Neste caso, o diâmetro do impelidor é tomado como dimensão representativa da bomba. Então, mantendo-se o fluido e a rotação constantes, os parâmetros adimensionais a seguir determinam a influencia do diâmetro do impelidor na bomba: Q 2 = ( D 3 2 ) Q 1 D 1 (3.33) H 2 = ( D 2 2 ) H 1 D 1 (3.34) Pot 2 = ( D 5 2 ) Pot 1 D 1 (3.35) O segundo caso refere-se a bombas cujo impelidor sofreu usinagem, e consequentemente redução de tamanho, mantendo-se as outras dimensões inalteradas. Com isso usam-se as relações de proporcionalidade: Q 2 Q 1 = ( D 2 D 1 ) (3.36) 29

38 H 2 = ( D 2 2 ) H 1 D 1 (3.37) Pot 2 = ( D 3 2 ) Pot 1 D 1 (3.38) 3.7. PONTO DE OPERAÇÃO OU PONTO DE TRABALHO Posicionando a curva do sistema no mesmo gráfico onde estão as curvas características da bomba, obtemos o ponto normal de trabalho (ponto de operação). Este ponto será a interseção das curvas do sistema e da bomba. A partir de sua determinação podemos obter a potência e o rendimento da bomba, fazendo a correlação do valor da vazão nas respectivas curvas características como mostrado na figura abaixo. Figura 3.13 Ponto de trabalho [1] 3.8. CAVITAÇÃO É imprescindível um bom entendimento sobre o fenômeno da cavitação e os problemas que sua ocorrência pode ocasionar. Não há como selecionar uma bomba e avaliar a operação do projeto sem avaliar as possibilidades operacionais que podem promover seu aparecimento e solucionar os problemas decorrentes. 30

39 Este é um fenômeno que ocorre quando a pressão absoluta do líquido, em qualquer ponto do sistema, atinge valores inferiores à pressão de vapor desse líquido na temperatura de bombeamento. Consequentemente, ocorre a vaporização de parte deste líquido, promovendo a formação de bolhas, que escoam com o líquido. Quando estas bolhas de vapor encontram um ponto do escoamento em que a zona de pressão seja maior que a de vaporização elas implodem, passando de vapor para líquido bruscamente. Como o volume específico do líquido é menor do que o de vapor, esta implosão formará um vazio que gerará uma onda de choque. Esta onda danifica a bomba e prejudica o seu funcionamento. O local de maior probabilidade de formação de bolhas, em bombas centrífugas, é na entrada do impelidor. Isto ocorre por ser ela a região de mínima pressão, devido ao fluido ter perdido carga na linha de sucção e ainda não ter recebido energia do impelidor. Como já visto anteriormente, as bolhas implodirão quando a pressão for novamente maior que a pressão de vapor. Os prováveis locais para esse acontecimento diferem com o tipo de bomba utilizada e são: o canal do impelidor, a entrada da voluta ou o canal de pás difusoras. A ocorrência da cavitação é possível verificar através do aumento de ruído e vibração, causados pelas instabilidades geradas pelos colapsos das bolhas. Também há alterações nas curvas características e danificação do material da bomba EQUACIONAMENTO DA CAVITAÇÃO DA BOMBA Como visto anteriormente, para avaliar a ocorrência da cavitação basta verificar a pressão mínima no olho do impelidor e não permitir que esta seja menor do que a pressão de vapor do líquido. O conceito utilizado para esta avaliação é o NPSH (Net Positive Suction Head), que é dividido em NPSH disponível e NPSH requerido, explicados nos itens a seguir NPSH DISPONÍVEL (NPSHD) O NPSH disponível pode ser interpretado como a energia absoluta por unidade de peso acima da pressão de vapor do líquido nas condições de bombeamento existente no flange de sucção. A equação utilizada para o seu cálculo encontra-se em seguida. 31

40 NPSH d = H s + P a P v γ (3.39) Como existem duas fórmulas para o cálculo da altura manométrica de sucção (Hs), já vistas nas equações 3.19 e 3.20, temos duas formas de resolver a equação 3.39: NPSH d = (Z s + P s γ h fs) + ( P a P v ) γ NPSH d = ( P fs γ + V 2 fs 2 g ) + (P a P v ) γ (3.40) (3.41) Observando a equação 3.40, notamos que há diminuição do NPSHd com a perda de carga. Como ela aumenta com a vazão, quanto maior for a vazão, menor será o NPSHd. Figura 3.14 Curva de NPSH disponível x Vazão [1] NPSH REQUERIDO (NPSHR) O NPSH requerido ser interpretado como a quantidade mínima de energia absoluta por unidade de peso acima da pressão de vapor que deve existir no flange de 32

41 sucção para que o fenômeno de cavitação não ocorra. O NPSHr é fornecido normalmente em forma de curva (NPSHr x vazão) pelo fabricante da bomba. Figura 3.15 Curva de NPSH requerido x Vazão [1] AVALIAÇÃO DAS CONDIÇÕES DE CAVITAÇÃO Com os valores do NPSHr do fabricante da bomba e calculando o NPSHd é possível avaliar se no ponto de operação da bomba o valor requerido não supera o disponível. Caso aconteça, o fenômeno da cavitação ocorrerá. Como em qualquer projeto de engenharia, uma margem de segurança deve ser considerada. O valor utilizado na prática é de 0,6 m de líquido para bombas com pequeno head. Logo: NPSH d NPSH r m de líquido (3.42) As curvas de NPSH requerido e NPSH disponível são colocadas no mesmo gráfico para que seja encontrada a vazão máxima (Q máx) teórica para efeitos de cavitação. Ou seja, a partir dessa vazão ocorre o início da cavitação e queda das curvas características. 33

42 Figura 3.16 Vazão Máxima para Cavitação [1] 34

43 4. ESTUDO DE CASO Neste capítulo, será avaliado o sistema de dutos de transporte do fluido, as características de armazenamento e dos fluidos a fim de determinar os pontos de operação de interesse. Apenas relembrando, o foco deste trabalho é a seleção de bombas centrífugas para o abastecimento do caminhão-tanque com uma mistura préestabelecida de combustível (etanol anidro/gasolina). Desenhos da vista isométrica, lateral e superior da planta estão disponíveis nos Anexos I, II e III deste trabalho ANÁLISE DO SISTEMA Na planta em questão, os objetos do estudo serão dois tanques de armazenamento, de capacidade volumétrica de m 3, que armazenam gasolina e etanol anidro, respectivamente. Os tanques estão dispostos a 200 metros de distância do ponto de abastecimento dos caminhões e o volume de fluido armazenado é variável com o tempo. A hipótese avaliada para o sistema é garantir a vazão de 30 m 3 /h da mistura no bocal de abastecimento. A tubulação é inteira de aço schedule 40, variando apenas seu diâmetro, sendo as instalações novas. Como parâmetro de projeto, supõe-se que no local da planta de distribuição, a temperatura ambiente máxima será de 32 ºC DADOS DE ENTRADA DO SISTEMA Determinam-se aqui as diversas características do sistema que influenciam no problema. São tratados os fluidos transportados, os dutos (acessórios, tubulação e sistema de abastecimento) e o tanque de armazenamento. Gasolina: Temperatura de bombeio (TB): 32 ºC Densidade (TB): 0,72 o densidade de referência: 1.000,9072 Kg/m 3 o Densidade: 720,65 Kg/m 3 Viscosidade (TB): 0,468 cp Viscosidade (TB): 0,65 cst Pressão de (TB): 0,7 Kgf/cm 2 35

44 Etanol Anidro: Temperatura de bombeio (TB): 32 ºC (TB): 809,3 Kg/m 3 Viscosidade (TB): 1,2 cp Viscosidade (TB): 1,48 cst Pressão de (TB): 0,13 Kgf/cm 2 Tubulação (até a bomba): Comprimento total de 200 metros (para um tanque) Diâmetro de 6" Uma entrada no tanque Duas válvulas gaveta Um cotovelo de 90º Tubulação (após a bomba): Diâmetro de 4" Uma linha de abastecimento, alimentando 4 dispersores Cada linha possui uma válvula gaveta, uma válvula de retenção e dois cotovelos de 90º (até o primeiro dispersor). Cada dispersor possui uma conexão em T (menos o último, com um cotovelo de 90º), uma válvula gaveta, uma válvula limitadora de vazão e uma saída (dispersor). Tanques: m 3 de capacidade ( mm x mm) Pressão atmosférica Volume variável Como os traçados das linhas são iguais em sua concepção, o layout do anexo II será a referência para o cálculo de perda de carga. As avaliações posteriores com os fluidos distintos utilizarão estes valores como base. 36

45 Para garantir um fluxo de 30 m 3 /h nos dispersores, o fluxo total será de 120 m 3 /h de mistura. Significa então que, respeitando o percentual de 27% de etanol anidro, temse uma vazão de 32,4 m 3 /h de etanol anidro e 87,6 m 3 /h de gasolina. Este cálculo garante a condição de pior operação, já que quanto maior a velocidade de saída do líquido, menor o NPSHd, o que possibilita avaliar a ocorrência de cavitação CÁLCULO ALTURA MANOMÉTRICA DE SUCÇÃO (HS) Como já trabalhado na seção de fundamentação teórica, calcula-se o Hs do sistema através da equação 3.19, de onde conclui-se a necessidade dos valores de Zs (altura da superfície do líquido em relação a bomba), Ps, hfs e γ. Nesta equação, o fator Ps será nulo pois o tanque opera com pressão atmosférica, no nível do mar. O ponto crítico de operação deste sistema ocorrerá na condição de tanque vazio (Z0 = 0m), onde terá o menor valor de NPSHd, onde a ocorrência da cavitação deverá ser observada. Para a perda de carga na linha e acessórios (hfs), incluindo a entrada da tubulação, tem-se que considerar as perdas para um joelho de noventa graus flangeado, duas válvulas gavetas e uma entrada no tanque (arredondada), todos com tubulação de seis polegadas. Consultando as tabelas 3.1, 3.2 e 3.4, encontram-se, respectivamente, os valores unitários de comprimento equivalente (Leq): 4,57 m; 1,98 m; 2,74 m. Então calcula-se o comprimento total equivalente do tubo: Ltotal + Lacessórios = , * 1,98 + 2,74 => L eq = 211,27 m. Para o cálculo da perda de carga utiliza-se a equação 3.13, que considera o comprimento total acima calculado. De início, é necessário encontrar os valores de velocidade do fluido: V = Q 4 π D 2 V Álcool = (32, ) 4 π 0, = 0,493 m s V = Q 4 π D 2 V Gasolina = (87, ) 4 π 0, = 1,334 m s 37

46 Agora utiliza-se a equação 3.5 e o conceito de viscosidade cinemática para o cálculo de Reynolds: Re = V D ν Re Álcool = 0,493 0,1524 0,493 0,1524 = ν Álcool 1, = Re = V D ν Re Gasolina = 1,334 0,1524 1,334 0,1524 = ν Gasolina 6, = Como todos os valores de Reynolds são para o regime turbulento e a tubulação classificada como aço comercial, os valores da tabela 3.1 são válidos para o problema: para 6", ƒ = 0,015. Desta forma, calcula-se então a perda de carga através da equação 3.13: h fs Álcool = 0, ,27 0,1524 0,493 2 = 0,26 m 2 9,8061 h fs Gasolina = 0, ,27 0,1524 1,334 2 = 1,89 m 2 9,8061 E utilizando equação 3.19, considerando as informações já mencionadas, tem-se: H s Álcool = 0 0,26 = 0,26 m H s Gasolina = 0 1,89 = 1,89 m Para a análise de performance da bomba e as rotações possíveis de utilização da mesma, calcula-se o Hs para as condições de: Z = 3 m; Z = 6 m; Z = 9 m e Z = 12 m (tanque cheio). De modo a facilitar o entendimento do trabalho, segue a tabela com os cálculos já realizados para os valores especificados: 38

47 4.1.3 CÁLCULO ALTURA MANOMÉTRICA DE DESCARGA (HD) De forma análoga ao efetuado no item anterior, calcula-se a perda de carga para a tubulação acima da bomba, considerando apenas o informado sobre as linhas. O cálculo da perda de carga será simplificado de maneira conservativa, pois não levará em consideração a redução da vazão do fluido após cada seção de dispersor. O comprimento total da linha, considerando a situação crítica de utilização dos quatro dispersores, tem cinquenta e um metros. Também deve-se calcular as perdas com as três uniões em "T", os três cotovelos em noventa graus, a válvula de retenção, as quatro válvulas limitadoras de vazão e as cinco válvulas gaveta. A altura manométrica de descarga deve considerar a distancia vertical do ponto onde a bomba está instalada até altura do dispersor, um Zd de doze metros. Para melhor entendimento, por favor, visualizar o Anexo III. Desta forma, supondo-se a utilização de todos os dispersores ao mesmo tempo, tem-se como o comprimento do duto a soma da linha que alimenta as ramificações com cada ramificação, perfazendo: Ltotal = * * 4 m => L total = 54 m Para a perda de carga nos acessórios e considerando que o fluido sai pelo bocal a pressão atmosférica, tem-se: três joelhos de noventa graus flangeados, três uniões em "T", cinco válvulas gavetas, quatro válvulas limitadoras de vazão, quatro saídas de bocal e uma válvula de retenção, todos com tubulação de quatro polegadas. Consultando-se as tabelas 3.3, 3.4 e 3.5, encontram-se, respectivamente, os valores unitários de comprimento equivalente (Leq): 3,20 m (joelhos); 6,10 m ("T"); 1,37 m (gaveta); 4,57 m (limitador de vazão); 6,10m (bocal de saída) e 13,72 m (retenção). Então calcula-se o comprimento total equivalente do tubo: Ltotal + Lacessórios = * (3,2 + 6,10) + 5 * 1, * (4,57 + 6,10) + 13,72 => L eq = 145,15 m. De forma análoga ao realizado para a perda de carga na sucção, calcula-se primeiro a velocidade de fluido, devido a alteração no diâmetro da tubulação: V = Q 4 π D 2 V Álcool = (32, ) 4 π 0, = 1,110 m s 39

48 V = Q 4 π D 2 V Gasolina = (87, ) 4 π 0, = 3,001 m s Agora, utiliza-se a equação 3.5 e o conceito de viscosidade cinemática para calcular-se Reynolds: Re = V D ν Re Álcool = 1,110 0,1016 1,110 0,1016 = ν Álcool 1, = Re = V D ν Re Gasolina = 3,001 0,1016 3,001 0,1016 = ν Gasolina 6, = Assim como na sucção, todos os valores de Reynolds são para o regime completamente turbulento, sendo possível a utilização dos valores da tabela 3.1: para quatro polegadas, ƒ = 0,017 Então, consegue-se calcular então a perda de carga através da equação 3.13: h fd Álcool = 0, ,15 0,1016 1,110 2 = 1,53 m 2 9,8061 h fd Gasolina = 0, ,15 0,1016 3,001 2 = 11,16 m 2 9,8061 Logo, pela equação 3.21, considerando as informações já mencionadas e objetivando a análise da condição de mistura, temos: H d Álcool = ,53 = 13,53 m H d Gasolina = ,16 = 23,16 m ALTURA MANOMÉTRICA DO SISTEMA (H) Conforme a equação 3.18, tem-se que a altura manométrica do sistema é igual a: H = H d H s Utilizando a tabela de cálculos já preparada, tem-se: 40

49 CÁLCULO DO NPSH DISPONÍVEL Devido a necessidade de se evitar a ocorrência da cavitação, calcula-se o NPSHd, que influenciará na escolha da bomba. Seguindo a equação 3.40 já explicada, tem-se como resultado: 10332, Kgf/m2 NPSH d = 0,26 + ( ) = 0, ,16 809,3 Kgf/m3 = 10,90 m (Álcool) 10332, Kgf/m2 NPSH d = 1,89 + ( ) = 1,89 + 4,12 720,65 Kgf/m3 = 2,23 m (Gasolina) De maneira análoga ao efetuado com o Hs, abaixo segue a tabela calculada com o NPSHd para cada situação de tanque: 4.2. SELEÇÃO DA BOMBA Tendo já em mãos os valores de Head e o NPSHd do sistema, pode-se agora selecionar as bombas que satisfaçam estas condições de operação. Considerando também nesta seleção que na planta há um sistema de controle automático da vazão, permitindo alterar a rotação das bombas para adequar-se ao nível de líquido disponível no tanque. Será utilizado nesta escolha o site da que disponibiliza uma ferramenta de auxílio nesta seleção (Public GPS Access). Uma visualização da página encontra-se disponível no Anexo IV deste trabalho. 41

50 Para encontrar as bombas desejadas, insere-se os dados para o caso mais crítico, de tanque vazio, alternadamente, para cada fluido escolhido. Posteriormente, uma lista com os possíveis equipamentos é disponibilizada, com suas curvas de Head x Vazão, Eficiência x Vazão e outras. O critério de escolha foi a que apresentava a melhor eficiência para as condições de vazão especificada. A bomba encontrada para o sistema de Etanol Anidro foi a CPP 4x3x8 (OH1), que atendeu aos requisitos de transporte desde o tanque vazio até ele cheio, variando a rotação de 1902 (tanque vazio) a 796 (tanque cheio) rpm. O diâmetro do impelidor aplicado para este sistema foi o 6,5 polegadas. Abaixo seguem as curvas. A bomba encontrada para o sistema de Gasolina foi a CPP 6x4x10, que atendeu aos requisitos de transporte desde o tanque vazio até ele cheio, variando a rotação de 1767 (tanque vazio) a 1313 (tanque cheio). O diâmetro do impelidor aplicado para este sistema foi o 8.94 polegadas. Abaixo seguem as curvas. 42

51 segue abaixo: Ambas são da mesma família de equipamentos, CPP, e uma ilustração da mesma Fig Bomba Ruhrpumpem família CPP [4] 43

52 Para melhor apreciação das informações, tanto os gráficos quantos os dados das bombas estão nos anexos V, VI, VII, VIII, IX e X deste trabalho VERIFICAÇÃO DA CAVITAÇÃO De acordo com as especificações do fabricante, o NPSHr das bombas são: 0,85 m para o sistema Álcool Anidro e 1,44 m para o sistema Gasolina. Para garantir a não ocorrência de cavitação, usa-se a equação 3.42, que já possui uma margem de segurança. Desta forma, para o sistema Álcool Anidro o NPSHd deve ser maior ou igual a 1,45 m e para o sistema Gasolina o NPSHd deve ser maior ou igual a 2,04 m. Recordando a tabela de NPSHd calculada anteriormente: Observa-se portanto que para todas as situações a condição é satisfeita SELEÇÃO DE MATERIAIS UTILIZADOS NAS BOMBAS A escolha dos materiais a serem utilizados nas bombas tem relação direta com o fluido bombeado. Sua natureza, bem como as condições de serviço, são fatores confrontados com as características dos materiais, determinando a escolha. A preocupação na seleção dos materiais recai, basicamente, nas concepções da carcaça e do impelidor. Os demais componentes são definidos em compatibilidade com os materiais definidos para estes. As tabelas 4.1.a e 4.1.b abaixo apresentam as referências de especificação de pump fittings [1] para cada líquido, sendo os tipos A e B recomendado para o Etanol Anidro e os tipos B e C para a Gasolina. Por questões de unicidade na aquisição dos materiais e economia, o tipo B, padrão Bronze fitted pump, para o qual todas as partes metálicas em contato direto com o fluido bombeado são em aço carbono (exceto algumas partes metálicas internas, em bronze), foi o selecionado para utilização. 44

53 Tabela 4.1.a - Materiais de construção para bombeio de vários líquidos [1] 45

54 Tabela 4.1.b - Materiais de construção para bombeio de vários líquidos [1] Carcaça, Impelidor e Eixo Como já definido pelo fabricante e relacionado pelas referências em pump fittings, o material destes componentes é o aço carbono. 46

55 Luvas As luvas são utilizadas para proteção do eixo contra erosão, corrosão ou desgaste e o material será o bronze. Anéis de desgaste São peças montadas apenas na carcaça, fixado apenas no rotor ou, tanto na carcaça quanto no rotor. Fazem a separação entre regiões das pressões de descarga e sucção, impedindo, assim, um retorno exagerado de líquido da descarga para a sucção e evitam o desgaste das peças citadas, mais caras. A utilização ou não destas peças ficam sob responsabilidade do fabricante, que de acordo com o tipo de serviço e o seu projeto de concepção, definirá os parâmetros e eventual necessidade de manutenção VEDAÇÃO POR SELO MECÂNICO Sendo os fluidos bombeados nocivos ao meio ambiente, demandam a absoluta impossibilidade de ocorrer vazamentos. Portanto, faz-se necessário o uso de vedação por selo mecânico, por possuírem como principal função evitar totalmente o vazamento de fluido na bomba. Utilizando o catálogo de selos disponibilizados pelo fabricante John Crane, seleciona-se o produto TYPE 515E, concebido para uso geral e que trabalha tanto com gasolina quanto com o etanol anidro. Os materiais do produto estão disponibilizados na tabela do catálogo em uma configuração padrão, sendo a mola de liga Inconel Níquel Cromo, o anel de acionamento da mola de Aço Inox endurecido por precipitação, o conjunto de parafusos de Aço Inox 316 e o anel primário de resina de carbono impregnado com grafite. O anel de selo secundário, em configuração padrão, é de Nitrílica média, Etileno Propileno e Fluorcarbono. Será selecionada a opção padrão por ser mais barata do que a outra disponível, pela existência de máquinas sobressalentes e pelos fluidos de operação não demandarem na execução do trabalho materiais mais nobres do que o padrão do fabricante. 47

56 Para maiores informações, o catálogo está disponibilizado no anexo VII. Como parte do sistema de vedação, há os planos recomendados pelo API-610 e o mais adequado para os fluidos do projeto é o Plano 11, de recirculação da descarga, através de orifício de restrição. Essa orientação é citada no livro de Bombas Industriais [1] para líquidos que vaporizam a pressão e temperatura acima da atmosférica e que permanecem líquidos durante todo tempo no processo como gasolina, querosene, óleos, destilados, etc. e que estejam em temperaturas iguais ou inferiores a 200 ºF. Segue abaixo uma figura ilustrativa do plano mencionado. Figura Plano 11 do API-610 [5] 48