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INSTITUTO SUPERIOR DE ENGENHARIA DE LISBOA

MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Edição 2014

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 2

INDICE

1. TUBOS E ACESSÓRIOS ................................................................................ 14

1.1. Emprego das tubagens ...................................................................................................................... 14

1.1.1 Classificação das Tubagens quanto ao Emprego .......................................................................... 14

1.1.2 Classificação Das Tubagens Quanto Ao Fluido Conduzido ......................................................... 15

1.1.3 Problema Geral da Selecção dos Materiais .................................................................................. 17

1.1.4 Canalizações Para Água Bruta E Tratada ..................................................................................... 20 1.1.5 Redes de Água Salgada ................................................................................................................ 21

1.1.6 Redes de Vapor ............................................................................................................................. 22

1.1.7 Canalizações de Hidrocarbonetos ................................................................................................. 23

1.1.8 Redes de Ar Comprimido industrial ............................................................................................. 24

1.1.9 Canalizações para temperaturas elevadas ..................................................................................... 25

1.1.10 Canalizações para criogenia ......................................................................................................... 26

1.1.11 Canalizações Para Gases .............................................................................................................. 26

1.1.12 Hidrogénio .................................................................................................................................... 27 1.1.13 Ácidos e Alcalis ............................................................................................................................ 27

1.1.14 Redes de Esgotos e de Drenagem ................................................................................................. 28

1.2. Materiais ........................................................................................................................................... 29

1.2.1 Definições ..................................................................................................................................... 29

1.2.2 Principais Materiais ...................................................................................................................... 29

1.2.3 Processos de fabricação ................................................................................................................ 30

1.3. Tubos de aço carbono ....................................................................................................................... 46

1.3.1 Propriedades ................................................................................................................................. 46

1.3.2 Normas ......................................................................................................................................... 47

1.3.3 Especificações .............................................................................................................................. 53

1.3.4 CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDE .............................................................................. 56

1.3.5 TENSÕES EXERCIDAS NAS PAREDES DOS TUBOS........................................................... 58

1.3.6 PRESSÃO E TEMPERATURA DE PROJECTO ........................................................................ 58

1.3.7 Condições de serviço transitórias ................................................................................................. 60

1.3.8 CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDE .............................................................................. 61

1.3.9 NORMAS DE PROJECTO .......................................................................................................... 62

1.3.10 CÁLCULO DO AFASTAMENTO ENTRE APOIOS ................................................................. 69

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 3

1.4. Tubos de aço galvanizado ................................................................................................................. 71

1.5. Tubos de ferro fundido ...................................................................................................................... 74

1.5.1 Geral ............................................................................................................................................. 74

1.5.2 Ferro fundido cinzento .................................................................................................................. 74

1.5.3 Tubos de ferro fundido dúctil ....................................................................................................... 75

1.5.4 Classes de espessura dos tubos ..................................................................................................... 85

1.6. TUBOS DE METAIS NÃO FERROSOS ........................................................................................ 86

1.6.1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................................ 86

1.6.2 COBRE E SUAS LIGAS ............................................................................................................. 87

1.7. TUBOS DE VIDRO, MATERIAIS CERÂMICOS E ARGAMASSAS .......................................... 93

1.7.1 VIDRO ......................................................................................................................................... 93

1.7.2 Materiais Cerâmicos ..................................................................................................................... 95

1.7.3 Manilhas de Grês .......................................................................................................................... 96

1.7.4 Betão Armado ............................................................................................................................... 97

1.7.5 TUBOS DE FIBROCIMENTO (AMIANTO CIMENTO) ........................................................ 100

1.8. TUBOS DE BORRACHA .............................................................................................................. 101

1.8.1 Generalidades ............................................................................................................................. 101

1.8.2 Tubos de Látex ........................................................................................................................... 102

1.8.3 BR (estireno-butadieno). ............................................................................................................ 104

1.8.4 Tubos de EPDM ......................................................................................................................... 104

1.8.5 Neoprene ..................................................................................................................................... 104

1.8.6 Tubos de Silicone ....................................................................................................................... 105

1.8.7 Tubos de Viton ........................................................................................................................... 106

1.9. TUBOS DE PLÁSTICO ................................................................................................................. 106

1.9.1 Generalidades ............................................................................................................................. 106

1.9.2 Tubos de pvc ............................................................................................................................... 107

1.9.3 Tubos de PVC-C ......................................................................................................................... 109

1.9.4 Tubos de polietileno de baixa densidade (PE) ............................................................................ 111

1.9.5 Tubos de polietileno de alta densidade (PEAD) ......................................................................... 112

1.9.6 Tubos de polietileno reticulado (PEX) ....................................................................................... 117

1.9.7 Tubos pré isolados ...................................................................................................................... 122

1.9.8 Polipropileno (PP-H) .................................................................................................................. 126

1.9.9 Polipropileno reticulado (PP-R) ................................................................................................. 130

1.9.10 PRFV (PRV) ............................................................................................................................... 131

1.9.11 Policarbonato (Pc) ...................................................................................................................... 136

1.9.12 Tubos de poliestireno (PS) ......................................................................................................... 138

1.9.13 Tubos de Polisulfone (PsU ou PSF) ........................................................................................... 139

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 4

1.10. Uniões de tubos ............................................................................................................................... 141

1.10.1 Generalidades ............................................................................................................................. 141

1.10.2 Uniões roscadas .......................................................................................................................... 141

1.10.3 Ligações Soldadas ...................................................................................................................... 145

1.10.4 SOLDADURA QUÍMICA ......................................................................................................... 152

1.10.5 Ligações flangeadas .................................................................................................................... 152

1.10.6 Ligações Ponta e Bolsa ............................................................................................................... 165

1.10.7 Ligações de compressão ............................................................................................................. 172

1.10.8 Ligações Patenteadas .................................................................................................................. 172

1.10.9 Juntas de desmontagem e de transição ....................................................................................... 178

1.10.10 Outras uniões .......................................................................................................................... 180

1.10.11 ....................................................................................................................................................... 181

1.10.12 ACESSÓRIOS DE FORMAÇÃO DAS REDES ................................................................... 182

1.11. COLECTORES ............................................................................................................................... 199

1.11.1 Função ........................................................................................................................................ 199

1.12. GARRAFA HIDRAULICA ............................................................................................................ 205

1.12.1 Função ........................................................................................................................................ 205

1.12.2 Princípio de funcionamento ........................................................................................................ 206

1.12.3 Temperatura de operação ............................................................................................................ 207

1.12.4 Dimensionamento ....................................................................................................................... 210

1.13. ANCORAGEM ............................................................................................................................... 218

1.13.1 Generalidades ............................................................................................................................. 218

1.13.2 Amarração de tubos instalados á vista em encostas ................................................................... 218

1.13.3 Maciços de mudança de inclinação ............................................................................................ 219

1.13.4 Maciços intermédios ................................................................................................................... 223

1.14. SEPARADORES ............................................................................................................................ 234

1.15. FILTROS DE LINHA ..................................................................................................................... 239

1.15.1 Introdução ................................................................................................................................... 239

1.15.2 Mecanismo da filtração .............................................................................................................. 240

1.15.3 Filtros provisórios ....................................................................................................................... 241

1.15.4 Filtros permanentes..................................................................................................................... 242

1.15.5 Malhas filtrantes ......................................................................................................................... 246

1.15.6 Opções ........................................................................................................................................ 249

1.15.7 Filtros finos ................................................................................................................................. 249

1.16. FLEXIBILIDADE DE TUBAGEM ............................................................................................... 251

1.16.1 Dilatação ..................................................................................................................................... 251

1.16.2 Expansão absorvida por introdução de elementos no traçado do tubo ....................................... 255

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 5

1.16.3 Juntas de Expansão ..................................................................................................................... 264

2. ESCOAMENTO DE FLUIDOS .................................................................... 273

2.1. Escoamento Incompressível ............................................................................................................ 273

2.1.1 Introdução ................................................................................................................................... 273

2.1.2 Número de Reynolds .................................................................................................................. 273

2.1.3 Lei da Semelhança ...................................................................................................................... 274

2.1.4 Escoamento em regime laminar ................................................................................................. 274

2.1.5 Escoamento Turbulento .............................................................................................................. 277

2.2. Perdas de Carga em Tubagens ........................................................................................................ 280

2.2.1 Equações das Perdas De Carga ................................................................................................... 280

2.2.2 Determinação do factor de atrito f ............................................................................................. 281

2.2.3 Diâmetro hidráulico .................................................................................................................... 283

2.2.4 Variações altimétricas, fluidos incompressíveis ......................................................................... 284

2.2.5 Diagrama de Moody ................................................................................................................... 285

2.3. Perdas de carga localizadas ............................................................................................................. 288

2.3.1 Métodos de Cálculo das Perdas de Carga Localizadas ............................................................... 288

2.3.2 Método do Comprimento Equivalente........................................................................................ 290

2.3.3 Perdas de Carga Localizadas Método dos 2 K ........................................................................... 292

2.3.4 Comparação dos Métodos .......................................................................................................... 293

2.3.5 Métodos de Cálculo de Perdas de Carga .................................................................................... 294

2.3.6 Velocidades máximas recomendadas para escoamentos de alguns fluidos ................................ 294

2.4. Perdas de carga em sistemas de tubagens ....................................................................................... 296

2.4.1 Processo expedito de cálculo ...................................................................................................... 296

2.5. ESCOAMENTOS COMPRESSÍVEIS ........................................................................................... 301

2.5.1 Introdução ................................................................................................................................... 301

2.5.2 Equação geral do escoamento ..................................................................................................... 301

2.5.3 Factor de atrito ............................................................................................................................ 305

2.5.4 Equações empíricas .................................................................................................................... 307

2.5.5 Variações altimétricas ................................................................................................................. 308

2.5.6 Limitações às velocidades de escoamento .................................................................................. 308

2.6. Dimensionamento de redes de ar comprimido ................................................................................ 309

2.6.1 Perdas de pressão admissíveis .................................................................................................... 309

2.6.2 Velocidades admissíveis ............................................................................................................. 309

2.6.3 Critérios de dimensionamento .................................................................................................... 309

3. REDES COMPLEXAS DE FLUIDOS - ANÁLISE DO ESCOAMENTO313

3.1. Introdução ....................................................................................................................................... 313 3.1.1 Tipos de Modelos ....................................................................................................................... 313

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 6

3.1.2 Modelos de simulação estática ................................................................................................... 314

3.1.3 Modelos de simulação dinâmica ................................................................................................. 314

3.1.4 Modelos de dimensionamento .................................................................................................... 315

3.1.5 Construção de um modelo .......................................................................................................... 315

3.1.6 Leis de Kirchoff .......................................................................................................................... 317

3.2. Técnicas de Resolução de condições de equilíbrio ......................................................................... 319

3.2.1 Introdução ................................................................................................................................... 319

3.2.2 Métodos de Hardy Cross ............................................................................................................ 320

3.2.3 Método do balanço de caudais .................................................................................................... 320

3.2.4 Método do balanço de pressões .................................................................................................. 321

3.2.5 Métodos de Newton-Raphson .................................................................................................... 321

3.2.6 Programação linear ..................................................................................................................... 323

3.2.7 Método da energia mínima ......................................................................................................... 324

3.2.8 Comparação dos métodos ........................................................................................................... 324

3.3. Consumos ........................................................................................................................................ 324

3.4. Condições de fronteira .................................................................................................................... 325

3.4.1 Alimentação do modelo estabelecendo uma pressão fixa .......................................................... 325

3.4.2 Alimentação do modelo com um caudal fixado ......................................................................... 325

3.4.3 Alimentação através de reservatório elevado ............................................................................. 326

3.4.4 Percentagem do consumo total da rede ...................................................................................... 326

3.4.5 Alimentação do modelo por bombas e compressores ................................................................. 326

3.4.6 Interpretação e utilização dos dados de cálculo .......................................................................... 327

3.4.7 Programas de Computador ......................................................................................................... 327

3.5. MÉTODO DA RELAXAÇÃO ....................................................................................................... 329

3.5.1 Introdução ................................................................................................................................... 329

3.5.2 Teoria do Método da Relaxação ................................................................................................. 329

3.5.3 Relaxação de primeira ordem ..................................................................................................... 329

3.5.4 Método descendente pela expansão da primeira ordem ............................................................. 330

3.5.5 Caudal e derivada ....................................................................................................................... 331

3.5.6 Método Numérico ....................................................................................................................... 331

3.5.7 Condição de Convergência ......................................................................................................... 332

3.5.8 PROGRAMA ............................................................................................................................. 334

4. REGIMES TRANSITORIOS ........................................................................ 338

4.1. Método de cálculo de Rosich .......................................................................................................... 338

4.1.1 Introdução ................................................................................................................................... 338

4.1.2

Explicação física do fenómeno ................................................................................................... 338

4.1.3 Equação de Allievi...................................................................................................................... 342

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 7

4.1.4 Equação de Michaud .................................................................................................................. 342

4.1.5 Dominio de aplicação das equações ........................................................................................... 342

4.1.6 Cálculo do tempo de anulação do escoamento ........................................................................... 344

4.2. Teoria elástica ................................................................................................................................. 347

4.3. DISPOSITIVOS DE PROTECÇÃO ............................................................................................... 350

4.4.1 Volantes de Inércia ..................................................................................................................... 350

4.4.2 Reservatórios de Ar Comprimido ............................................................................................... 353

4.4.3 Circuito de Desvio ...................................................................................................................... 357

4.4.4 Chaminés de Equilibrio .............................................................................................................. 358

4.4.5 Reservatórios Unidirecionais ...................................................................................................... 360

4.4.6 RESERVATÓRIO PARCIALMENTE BIDIRECCIONAL ...................................................... 365

4.4.7 Metodos de controle de pressão transitória ................................................................................ 366

5. BOMBAS ......................................................................................................... 367

5.1. Introdução ....................................................................................................................................... 367

5.2. Bombas de deslocamento positivo .................................................................................................. 367

5.2.1 Bomba aspirante premente ......................................................................................................... 367

5.2.2 Bombas de engrenagens ............................................................................................................. 368

5.2.3 Bombas de deslocamento positivo alternativas .......................................................................... 368

5.2.4 Bombas de deslocamento positivo de pistão .............................................................................. 369

5.2.5 Bombas de deslocamento positivo rotativas ............................................................................... 369

5.3. Turbobombas .................................................................................................................................. 371

5.3.1 Elementos rotativos e impulsores ............................................................................................... 372

5.3.2 Turbobombas difusor .................................................................................................................. 374

5.3.3 Empanques ................................................................................................................................. 374

5.4. Bombas Especiais ........................................................................................................................... 375

5.5. IMPULSORES ................................................................................................................................ 377

5.5.1 Classificação segundo a trajectória do líquido no impulsor ....................................................... 377

5.5.2 Classificação dos impulsores quanto á geometria das pás .......................................................... 383

5.6. Tipo de bombas de acordo com o número de impulsores ............................................................... 385

5.6.1 Monocelulares ............................................................................................................................ 385

5.6.2 Multicelulares ............................................................................................................................. 387

5.7. Tipo de impulsor em função da velocidade específica ................................................................... 388

5.8. Condições de funcionamento .......................................................................................................... 391

5.8.1 Curvas características ................................................................................................................. 391

5.8.2 Curva Característica do sistema ................................................................................................. 397

5.8.3

Ponto de Funcionamento ............................................................................................................ 399

5.8.4 Associação de Bombas ............................................................................................................... 400

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 8

5.8.5 Cavitação .................................................................................................................................... 402

5.8.6 NPSH “Net Positive Suction Head” ........................................................................................... 404

5.8.7 Bombeamento de Líquidos Viscosos.......................................................................................... 406

5.8.8 Leis da semelhança das turbomáquinas ...................................................................................... 409

5.8.9 Eventos que Influenciam o rendimento das turbomáquinas ....................................................... 409

5.8.10 Alterações das curvas de funcionamento .................................................................................... 409

5.9. Perfil longitudinal das condutas ...................................................................................................... 410

5.9.1 Representação ............................................................................................................................. 410

5.9.2 Quebra Da Veia Líquida Por Vaporização Do Líquido Na Tubagem ........................................ 412

5.10. Instalação de Bombas ..................................................................................................................... 413

5.10.1 Centrífugas ................................................................................................................................. 413

5.10.2 Processos de Escorvamento ........................................................................................................ 416

5.10.3 Sistemas de Segurança contra Interrupção de Caudal ................................................................ 419

5.10.4 Transmissão de Vibrações à Tubagem ....................................................................................... 421

6. TURBINAS HIDRÁULICAS ........................................................................ 423

6.1. Historial .......................................................................................................................................... 423

6.2. Princípio de funcionamento ............................................................................................................ 424

6.2.1 Reacção ....................................................................................................................................... 424

6.2.2 Impulso ....................................................................................................................................... 425

6.2.3 Principal Aplicação ..................................................................................................................... 426

6.2.4 Classificação ............................................................................................................................... 426

6.2.5 Arranjo ........................................................................................................................................ 427

6.2.6 SELECÇÃO ............................................................................................................................... 427

6.3. Energia hidráulica ........................................................................................................................... 428

6.3.1 Energia hidráulica ....................................................................................................................... 428

6.3.2 Rendimento ................................................................................................................................. 429

6.3.3 Velocidade específica ................................................................................................................. 430

6.3.4 Cronologia .................................................................................................................................. 431

6.4. Turbinas de Acção ou Impulso ....................................................................................................... 432

6.4.1 Princípio de Funcionamento ....................................................................................................... 432

6.4.2 Turbina Pelton ............................................................................................................................ 432

6.4.3 Turbina CROSSFLOW ............................................................................................................... 436

6.4.4 Turbina Turgo ............................................................................................................................. 437

6.5. Turbinas de reacção ........................................................................................................................ 438

6.5.1 Princípio de Funcionamento ....................................................................................................... 438

6.5.2

Partes principais de uma turbina hidráulica ................................................................................ 438

6.6. Turbinas Francis.............................................................................................................................. 441

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 9

6.6.1 Historial ...................................................................................................................................... 441

6.6.2 Descrição .................................................................................................................................... 441

6.6.3 FRANCIS caixa aberta ............................................................................................................... 442

6.6.4 FRANCIS caixa espiral .............................................................................................................. 443

6.6.5 Classificação quanto á velocidade específica ............................................................................. 443

6.6.6 Limitações .................................................................................................................................. 444

7. COMPRESSORES ......................................................................................... 445

7.1. GENERALIDADES ....................................................................................................................... 445

7.1.1 Introdução ................................................................................................................................... 445

7.1.2 Compressores alternativos ou a pistão ........................................................................................ 445

7.1.3 Turbomáquinas ........................................................................................................................... 446

7.1.4 Compressores rotativos ............................................................................................................... 446

7.1.5 Ejectores ..................................................................................................................................... 446

7.1.6 Aplicação de Compressores ........................................................................................................ 447

7.2. COMPRESSORES ALTERNATIVOS .......................................................................................... 449

7.2.1 Tipos ........................................................................................................................................... 449

7.2.2 Ciclo Termodinâmico ................................................................................................................. 455

7.2.3 Cálculo do trabalho ..................................................................................................................... 456

7.3. COMPRESSORES CENTRÍFUGOS ............................................................................................. 463

7.3.1 Introdução ................................................................................................................................... 463

7.3.2 Semelhanças com as bombas centrífugas ................................................................................... 464

7.3.3 Determinação da potência .......................................................................................................... 465

7.3.4 Características de compressores centrífugos .............................................................................. 468

7.3.5 Instabilidade................................................................................................................................ 468

7.4. COMPRESSORES ROTATIVOS .................................................................................................. 469

7.4.1 De lóbulos ................................................................................................................................... 469

7.4.2 Compressor de alhetas móveis ................................................................................................... 470

7.4.3 Compressores de Anel Liquido .................................................................................................. 471

7.4.4 Compressores Rotativos de Parafuso.......................................................................................... 472

8. VALVULAS .................................................................................................... 475

8.1. Introdução ....................................................................................................................................... 475

8.2. Válvulas de Adufa ........................................................................................................................... 476

8.3. Válvulas de globo ........................................................................................................................... 482

8.3.1 Resumo ....................................................................................................................................... 482

8.4. Válvulas de Macho ......................................................................................................................... 487

8.4.1 Macho Cilíndrico ........................................................................................................................ 487 8.4.2 Macho esférico ........................................................................................................................... 491

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 10

8.5. Válvulas de borboleta ..................................................................................................................... 494

8.5.1 Generalidades ............................................................................................................................. 495

8.5.2 Sedes ........................................................................................................................................... 497

8.5.3 Classificação ............................................................................................................................... 498

8.5.4 Accionamento ............................................................................................................................. 499

8.5.5 Instalação .................................................................................................................................... 501

8.5.6 Notas para projecto ..................................................................................................................... 503

8.5.7 Perdas de carga ........................................................................................................................... 503

8.5.8 Controlo ...................................................................................................................................... 504

8.5.9 Binários de manobra ................................................................................................................... 509

8.6. Válvulas de diafragma .................................................................................................................... 510

8.6.1 Generalidades ............................................................................................................................. 510

8.6.2 Válvulas com diafragmas tubulares ............................................................................................ 512

8.7. Válvulas de flutuador ...................................................................................................................... 512

8.7.1 Generalidades ............................................................................................................................. 513

8.7.2 Fecho por nível máximo ............................................................................................................. 513

8.7.3 Descarga constante ..................................................................................................................... 515

8.8. Válvulas de Retenção ...................................................................................................................... 517

8.8.1 Generalidades ............................................................................................................................. 517

8.8.2 Válvula de retenção por levantamento do obturador .................................................................. 517

8.8.3 Válvula Hydro-stop .................................................................................................................... 518

8.8.4 Válvulas de batente ..................................................................................................................... 519

8.8.5 Válvulas de esfera ....................................................................................................................... 521

8.8.6 Válvulas de retenção de borboleta .............................................................................................. 521

8.8.7 Válvulas de membrana ............................................................................................................... 524

8.8.8 Válvulas de disco simples ........................................................................................................... 524

8.8.9 Selecção ...................................................................................................................................... 525

8.9. Válvulas de segurança e de alívio ................................................................................................... 526

8.9.1 Generalidades ............................................................................................................................. 526

8.9.2 Aplicações .................................................................................................................................. 526

8.9.3 Principais tipos ........................................................................................................................... 527

8.9.4 Definições ................................................................................................................................... 529

8.9.5 Especificações para selecção e dimensionamento ...................................................................... 530

8.9.6 Escolha da pressão de início de abertura .................................................................................... 531

8.9.7 Dimensionamento ....................................................................................................................... 531

8.9.8 Instalação .................................................................................................................................... 533

8.9.9 Cuidados a observar durante a montagem .................................................................................. 534

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 11

8.9.10 Testes de pressão e fuga ............................................................................................................. 535

8.9.11 Tabelas ........................................................................................................................................ 537

8.9.12 Tabelas de selecção rápida ......................................................................................................... 546

8.10. Ventosas .......................................................................................................................................... 548

8.10.1 Introdução ................................................................................................................................... 548

8.10.2 Implantação ................................................................................................................................ 555

8.10.3 Guia de dimensionamento .......................................................................................................... 558

8.11. Válvulas de controlo de pressão...................................................................................................... 562

8.11.1 Definições e classificação ........................................................................................................... 562

8.11.2 Selecção e dimensionamento ...................................................................................................... 564

8.12. Válvulas de actuação por pressão diferencial ................................................................................. 565

8.12.1 Princípio de funcionamento ........................................................................................................ 565

8.12.2 Controlo tudo ou nada ................................................................................................................ 566

8.12.3 Controladores modulantes .......................................................................................................... 567

8.12.4 Aplicações típicas ....................................................................................................................... 568

8.13. Válvulas Automáticas de Controlo de Processo ............................................................................. 572

8.13.1 Geral ........................................................................................................................................... 572

8.13.2 Corpo da válvula ......................................................................................................................... 573

8.13.3 Obturador e sede ......................................................................................................................... 576

8.13.4 Sinais de controlo ....................................................................................................................... 578

8.13.5 Controlo ...................................................................................................................................... 578

8.14. Hidrantes para serviços de incêndio................................................................................................ 580

8.14.1 Exteriores .................................................................................................................................... 580

8.14.2 Para instalação em parques industriais ....................................................................................... 582

8.14.3 Redes de incêndios armadas ....................................................................................................... 582

8.14.4 Caudais de água para combate a incêndios ................................................................................. 584

8.14.5 Instalação .................................................................................................................................... 586

8.14.6 Reserva de água .......................................................................................................................... 586

8.15. Válvulas termostáticas .................................................................................................................... 587

9. GÁS COMBUSTÍVEL ................................................................................... 591

9.1. Poder Calorífico dos Gases ............................................................................................................. 591

9.1.1 Índice de Wobbe ......................................................................................................................... 591

9.1.2 Potencial de combustão (C) ou “índice de Delbourg” ................................................................ 592

9.1.3 Classificação dos Gases combustíveis ........................................................................................ 594

9.2. Dimensionamento ........................................................................................................................... 597

9.2.1

Perdas de carga ........................................................................................................................... 597

9.2.2 Pressões consideradas nas redes de distribuição: ....................................................................... 597

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 12

9.2.3 Expressões de cálculo de perdas de carga .................................................................................. 598

9.3. Materiais da tubagem ...................................................................................................................... 600

10. FLUIDOS MEDICINAIS ............................................................................... 602

10.1. OXIGÉNIO ..................................................................................................................................... 602

10.1.1 Características Quimicas ............................................................................................................ 602

10.1.2 Implantação das Centrais ............................................................................................................ 605

10.1.3 Constituição das Centrais ........................................................................................................... 610

10.1.4 Descrição das Redes ................................................................................................................... 616

10.1.5 Tomadas ..................................................................................................................................... 624

10.1.6 Cálculo ........................................................................................................................................ 635

10.2. AZOTO ........................................................................................................................................... 648

10.2.1 Características Quimicas ............................................................................................................ 648

10.2.2 Implantação das Centrais ............................................................................................................ 649

10.2.3 Constituição das Centrais ........................................................................................................... 650

10.2.4 Descrição das Redes ................................................................................................................... 651

10.2.5 Tomadas ..................................................................................................................................... 656

10.2.6 Cálculo ........................................................................................................................................ 657

10.3. PROTÓXIDO DE AZOTO ............................................................................................................. 663

10.3.1 Características Químicas ............................................................................................................ 663

10.3.2 Implantação das Centrais ............................................................................................................ 665

10.3.3 Constituição das Centrais ........................................................................................................... 666

10.4. REDES DE AR COMPRIMIDO .................................................................................................... 666

10.4.1 Aplicação .................................................................................................................................... 666

10.4.2 Determinação das necessidades .................................................................................................. 667

10.4.3 Centrais de ar comprimido ......................................................................................................... 667

10.4.4 Central Mecânica ........................................................................................................................ 669

10.4.5 Preparação do ar comprimido a partir de uma mistura de oxigénio e azoto ............................... 677

10.4.6 Implantação das centrais ............................................................................................................. 679

10.4.7 Dispositivos de segurança .......................................................................................................... 680

10.4.8 Rede de Distribuição .................................................................................................................. 681

10.4.9 Cálculo ........................................................................................................................................ 685

11. ISOLAMENTO ............................................................................................... 697

11.1. Fundamentos sobre transmissão de calor ........................................................................................ 697

11.2. Transmissão de calor por condução em regime estacionário .......................................................... 699

11.3. Transmissão superficial de calor ..................................................................................................... 704

11.4. ESPESSURA ÓPTIMA DO ISOLAMENTO ................................................................................ 718 11.3.1 INTRODUÇÃO .......................................................................................................................... 718

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Pag 13

11.3.2 MÉTODO GERAL ..................................................................................................................... 719

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Pag 14

1. TUBOS E ACESSÓRIOS1.1. EMPREGO DAS TUBAGENS

1.1.1 CLASSIFICAÇÃO DAS TUBAGENS QUANTO AO EMPREGO Existe uma imensa variedade de aplicações de tubagens em edifícios, na indústria, saneamento, transporte edistribuição pública de gás combustíveis, transporte de produtos petrolíferos, etc. Sem pretender dar umaclassificação que abranja todos os casos, podemos classificar as tubulações nas seguintes classes principais deemprego: Processo

Serviços gerais

Instalações industriais Instrumentação

Transmissão hidráulica

Drenagem

Sobre pressão

transporte gravítico

drenagem

Saneamento e gás combustível distribuição domiciliária

Recolha de lixo

colecta

Tubagens rejeição

água potável

água quente para cozinhas e banhos

água desmineralizada

gás combustível

gases medicinais

Redes interiores ar comprimido medicinal e industrial

vácuo

esgotos

lixos

Edifícios vapor para cozinhas e lavandarias

combate a incêndios

água quente

água gelada

Climatização fluidos frigorigéneos

vapor

drenagem de condensados

Chamam-se redes de processo às formadas por tubagens para condução de fluidos que constituem afinalidade básica da indústria, em indústrias cuja actividade principal é o processamento, a armazenagem ou a

distribuição de fluidos. Tais são, por exemplo, as destinadas ao transporte de óleos em refinarias, terminais e

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Pag 15

instalações de armazenagem ou distribuição de produtos de petróleo, tubagens de vapor em centraistermoeléctricas, de produtos químicos em indústrias químicas, etc.

As redes de serviços são as utilizadas para fluidos auxiliares na indústria cuja actividade principal é oprocessamento, a armazenagem ou a distribuição de fluidos, e também em todas as indústrias que se dedicam aoutras actividades, assim como nos edifícios de serviços, hospitais e centros de saúde, hotéis e residenciais,

matadouros, etc. Estas tubagens podem servir não só para funcionamento da indústria ou dos edifícios emgeral (abastecimento de água potável, sistemas de refrigeração, aquecimento, vapor para accionamento demáquinas, etc.), como também a outras finalidades normais ou eventuais, tais como: manutenção, limpeza,combate a incêndios etc. Incluem-se nestas redes as destinadas a água industrial, água potável, águadesmineralizada, água salgada, vapor, condensados e ar comprimido.

Tubagens de instrumentação são as que têm como finalidade a transmissão de sinais de ar comprimido paraas válvulas de controlo e instrumentos automáticos, e também as pequenas tubagens, de fluidos diversos, paraos instrumentos automáticos. As tubagens de instrumentação não se destinam ao transporte de fluidos.

Os circuitos de transmissão hidráulica, conduzem líquidos sob pressão para os comandos e servomecanismoshidráulicos.

Observa-se que, os tubos que fazem parte integrante de equipamentos e máquinas (caldeiras, fornos,permutadores de calor, motores etc.), não são considerados como fazendo parte das redes de tubagens.

As redes de drenagem são as encarregadas de colectar e conduzir ao destino conveniente os diversos efluentesfluidos de um edifício, uma instalação industrial, um aglomerado populacional. Não são consideradas redes deserviços, devido à sua característica peculiar de trabalharem sem pressão e com efluentes muito variados efrequentemente mal definidos.

Para quaisquer classes de redes devemos distinguir sempre os seguintes casos gerais:

Tubagens no interior das áreas de trabalho, de edifícios ou locais de processamento de fluidos (tubagens emunidades de processo).

Tubagens de interligação, isto é, as linhas externas aos edifícios e às áreas de processo, ligando essas áreas

entre si.Redes públicas de distribuição de água, gás, recolha de lixos, etc., e de drenagem denominadas como redes desaneamento básico.

Redes públicas de distribuição de frio e calor.

A distinção entre esses grupos gerais é importante porque em muitos casos, para um mesmo serviço, sãocompletamente diferentes, os critérios de traçado e arranjo das tubagens, tipos de suporte, e o grau desegurança necessário.

As tubagens de transporte são as condutas adutoras empregues para o transporte de líquidos e de gases alongas distâncias em geral fora de aglomerados urbanos e instalações industriais. Estão incluídas nesta classeas condutas adutoras de água, as tubagens de transporte de óleos e de gases (oleodutos e gasodutos) e os

colectores e interceptores de drenagem.As redes de distribuição são ramificadas no interior dos aglomerados populacionais ou parques industriais,podem ser de distribuição propriamente dita (de água, gás, vapor etc.) quando o fluxo se dá em direcção àsextremidades dos ramais, e de colecta (de drenagem, esgotos etc.) quando o fluxo se dá em direcção aosinterceptores.

1.1.2 CLASSIFICAÇÃO DAS TUBAGENS QUANTO AO FLUIDO CONDUZIDO

Quanto ao fluido conduzido são os seguintes os casos mais importantes de emprego das tubagens:

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

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bruta

potável

alimentação de caldeiras

Industrial

Água laboratorial

desmineralizada

lavagens

salgada

combate a incêndio

irrigação

sobreaquecido

Vapor saturado

húmido

condensados

petróleo bruto

derivados de petróleo

Óleos Óleos vegetais

Óleos hidráulicos

industrial

Ar comprimido instrumentação

medicinal

oficinal

de síntese

Gás combustível GLP

Gás natural

acetileno

Gases de alto-forno

CO2

industriais oxigénio,

hidrogénio, etc.

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CO2

Oxigénio

Gases medicinais Azoto

Protóxido de azoto

Ar comprimido medicinal

pluvial

lamas de drenagem

industrial

Esgotos e drenagem saneamento básico

Gases residuais

Drenagem de emergência

Condensados

Bebidas

Produtos alimentares Xaropes

Óleos e gorduras alimentares, etc.

Produtos farmacêuticos

Tintas, resinas, vernizes, solventes etc.

Misturas refrigerantes

Ácidos

álcalis

Fluidos diversos amónia

álcool

cloro

ureia

Sabões

Pasta de papel

1.1.3 PROBLEMA GERAL DA SELECÇÃO DOS MATERIAIS A selecção e a especificação dos materiais adequados para cada serviço é frequentemente um dos problemasmais difíceis com que se vê a braços o projectista de redes de condução de fluidos. Observa-se que algunsfactores que presidem à escolha dos materiais dos tubos a utilizar podem entrar em conflito, como porexemplo, o material que melhor resiste à corrosão poderá ser de custo elevado e de difícil obtenção.Apresentam-se a seguir alguns dos principais factores que influenciam a selecção de um material, para algunsdos casos indicados poderá haver outros factores determinantes para a selecção do material. A relaçãoapresentada não tem qualquer ordem de prioridade ou de importância relativa, as quais podem variar de casopara caso. Cabe ao projectista decidir, para cada cenário, quais os factores predominantes, e quais os quedevem prevalecer no projecto.

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Condições de serviço (pressão e temperatura de trabalho)O material tem de ser capaz de resistir à pressão máxima de serviço assim como a toda a faixa devariação possível de temperatura. Devem ser obrigatoriamente consideradas as condições extremas, tantomáximas como mínimas, ainda que esses valores extremos só ocorram em situações transitórias oueventuais.

Fluido conduzidoDevem ser considerados os seguintes aspectos relativos quanto ao fluido conduzido:

Natureza e concentração do fluido (ou dos fluidos); Impurezas e contaminantes presentes; Existência ou não de gases dissolvidos ou de sólidos em suspensão; Temperatura, pH, Resistência à corrosão do material; Possibilidade de contaminação do fluido pelos resíduos da corrosão; Contaminação máxima tolerável por produtos devidos à corrosão (consequências sobre a cor,

o gosto, o grau de toxidade, ou sobre outras propriedades do fluido).

Nível de resistência mecânica do materialO material deve resistir aos esforços actuantes, e por isso a sua resistência mecânica deve ser compatívelcom o nível de tensões provocadas pelo fluido em escoamento.

Para que a espessura das paredes dos tubos seja razoável, dentro dos limites de fabricação normal, énecessário que sejam empregues materiais de resistência mecânica proporcional aos esforços empresença.

Observa-se que para a determinação da espessura da parede dos tubos em qualquer linha ou rede existemfrequentemente diferentes solicitações para além da pressão interna (que algumas vezes não é o esforçopredominante).

Natureza dos esforços mecânicosDe uma forma independente do grau de tensões, a natureza dos esforços a que os tubos estão sujeitos(tracção, compressão, flexão, esforços estáticos ou dinâmicos, choques, vibrações etc.), tambémcondicionam a escolha do material a aplicar.

Os materiais frágeis, por exemplo, não devem ser utilizados quando ocorrerem esforços dinâmicos,

choques ou grandes concentrações de tensões.

Influência do Diâmetro dos tubosConsoante o diâmetro dos tubos, poderão ser escolhidos diferentes materiais para o mesmo serviço,dependendo das linhas de fabrico dos tubos, das válvulas e dos respectivos acessórios.

Processos de ligaçãoO material deverá ser adequado ao processo de ligações que se deseja empregar, para a união entre tubosassim como com os órgãos da tubagem e os respectivos acessórios. O processo de ligações, por sua vez,dependerá da necessidade ou não de desmontagem, do diâmetro dos tubos, custo, grau de segurança,

condições de serviço, recursos de que se dispõe para a montagem etc.

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Análise EconómicaPara cada projecto existem sempre vários materiais cuja aplicação é possível, em geral a melhor soluçãocorresponde à mais económica. No estudo económico deverá ser considerado não só o custo inicial, comotambém o custo de manutenção periódica (limpezas, substituição de acessórios e pinturas), o custo daenergia necessária para vencer as perdas de cargas, período de vida útil, e os custos associados parareposição e os devidos à paralisação do sistema.

SegurançaQuando a tubagem ou o local aonde está instalada for de grande risco, ou quando o seu serviço for muitoimportante, há a necessidade de se empregarem materiais que ofereçam muita segurança, de forma aevitar-se de uma forma absoluta a possibilidade de ocorrerem rupturas, derrames ou quaisquer outrosacontecimentos acidentais dos quais possam resultar desastres ou a paralisação do sistema com prejuízosquer em vidas humanas quer materiais. São exemplos de risco potencial elevado as canalizações queoperam com fluidos inflamáveis, explosivos, tóxicos, ou com temperaturas ou pressões muito altas. Donível de segurança exigido dependerá a resistência mecânica da tubagem e o tempo mínimo de vida útiladmissível. Os materiais com baixo ponto de fusão tais como os plásticos, borrachas, chumbo, etc., nãopodem ser empregues em canalizações de responsabilidade, sempre que o risco de incêndio tenha que serconsiderado.

Experiência préviaA opção por um determinado material deve ser fundamentada pela experiência prévia que possa existirsobre o comportamento desse material para a mesma aplicação. Em casos de responsabilidade é em geralmuito arriscado decidir-se pela utilização de um material sobre o qual não exista nenhuma experiênciaprévia em utilizações semelhantes.

Facilidades de fabrico e de montagem

Todos os materiais têm determinadas limitações de fabrico e de montagem, as quais devem serconsideradas na selecção dos materiais de acordo com a aplicação.

Entre essas limitações incluem-se:

⇒ A capacidade para ser soldado;⇒ Facilidade de maquinação;⇒ Facilidade de conformação etc.

A capacidade de soldadura não significa apenas a possibilidade do emprego de solda, mas também amaior ou menos facilidade de soldagem, e a necessidade de tratamentos térmicos ou de outros cuidadosespeciais após efectuada a soldadura.

Velocidade de escoamento do fluidoPara alguns materiais a velocidade de escoamento do fluido pode influir apreciavelmente na suaresistência à corrosão e à erosão.

Perdas de cargaQuando é imposto um limite para as perdas de carga tais como nos escoamentos forçados, o materialdeverá ser de baixo coeficiente de atrito para atender a essa exigência. Nos cálculos deve ser consideradoo aumento das perdas de carga com o envelhecimento dos tubos.

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Facilidades de obtenção do materialDevem ser consideradas a maior ou menor facilidade de obtenção de cada um dos diversos materiaispossíveis, a necessidade ou não da sua importação, prazos de entrega, existência de material em armazémetc.

Tempo de vida útilO tempo de vida útil do material tem de ser compatível com o tempo de vida útil previsto para acanalização. O tempo de vida útil depende da natureza e importância da canalização, do tempo deamortização do investimento, e do tempo provável de obsolescência.

Para a solução do problema da selecção dos materiais, a experiência do projectista (ou do gabinete deprojectos) é indispensável e insubstituível. Só a experiência, resultado do acumular de soluções adoptadas emcasos anteriores, é capaz de julgar com objectividade e segurança o grau de influência de cada um dos factoresdescritos. Para a maioria dos tipos de serviços mais comuns já existem materiais consagrados pela tradição,pela prática dos projectistas, ou pelas normas e códigos. Seguir simplesmente a tradição é a solução maisrápida e segura, embora nem sempre resulte no material melhor e mais económico. O projectista deve tersempre o espírito aberto para aceitar novas práticas, porque a tecnologia evolui rapidamente em quecontinuamente são desenvolvidos novos materiais e aperfeiçoados os existentes.

Observa-se que quando se considera a experiencia prévia de um determinado material, os dados da experiênciadevem ser relativos a um serviço exactamente igual ao que se está a estudar, e não apenas semelhante, porquenumerosas variáveis tais como a temperatura, velocidade relativa, concentração do fluido, impurezaspresentes, pH etc., podem modificar completamente o comportamento do material quanto à corrosão porexemplo. Quando as únicas experiências prévias disponíveis forem relativas a um serviço não exactamenteigual, inclusive quando consistirem apenas em ensaios de laboratório, é importante que sejam estudadas comcuidado as diferenças em relação ao serviço real, e as suas possíveis consequências no comportamento domaterial. Os dados de catálogos de fabricantes e fornecedores de materiais, mesmo quando fidedignos, devemser considerados com cautela, porque muitas vezes são extremamente simplificados. Em projectos importantes

é indispensável a consulta de especialistas em corrosão.Apresentamos, como sugestão, os materiais normalmente empregues em alguns dos serviços mais comuns naprática. As sobreespessuras para corrosão indicadas são valores médios aceitáveis para uma vida útil previstade 12 a 15 anos.

1.1.4 CANALIZAÇÕES PARA ÁGUA BRUTA E TRATADA A água bruta com reacção neutra (pH compreendido entre 5 e 9), é um líquido de baixa corrosão, para o qualos seguintes materiais podem ser indicados:

Canalizações de baixa pressão até 10 bar e temperatura moderada até 60oC, nãoenterradas:Para tubos até 100 mm de diâmetro, utiliza-se o aço carbono galvanizado, ou ferro maleável galvanizado, comligações roscadas, em ramais e redes de distribuição de pequeno diâmetro podem ser usados tubos de PVC,também roscados.

Os tubos com diâmetros superiores a 50 mm podem ser de aço carbono (DIN 2458), com sobreespessura paracorrosão de 1,2 mm, ligações por soldadura de topo.

Para diâmetros de 80 mm, ou superior, são também muito usados os tubos de ferro fundido dúctil, comligações de ponta e bolsa.

Utilizam-se flanges de aço carbono forjado (ou fabricadas de chapa), tipo sobreposto, ou de pescoço com face

plana ou de ressalto.As juntas são de borracha natural.

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Tubagens de baixa pressão até 10 bar e temperatura moderada até 60oC,enterradas.Para tubos até 50 mm de diâmetro, pode utilizar-se o PVC com ligações roscadas, polietileno de alta densidade(PEAD) com ligações por acessórios de compressão ou por soldadura por resistência térmica.

Em tubos de diâmetros superiores a 50 mm, recomenda-se o PVC com ligações abocardadas com anel devedação ou por soldadura química, ou o PEAD com ligações por soldadura topo a topo com máquina própria.

Tubos com diâmetro superior ou igual a 80 mm, podem utilizar-se os mesmos materiais do caso anterior até aodiâmetro de 500 mm caso do PVC. Ferro fundido dúctil, com ligações de ponta e bolsa e para diâmetros de600 mm ou superiores, para os grandes diâmetros podem também ser usados tubos de betão armado.

Canalizações para pressões e temperaturas mais elevadas, não enterradas, dentrode instalações industriais e centrais térmicas, inclusive para alimentação decaldeirasPara tubos até 50 mm de diâmetro utiliza-se o aço carbono, com sobreespessura para corrosão de 1,2 mm,

ligações por soldadura de encaixe.Em tubos de diâmetros de 50 mm ou superiores utiliza-se o aço carbono, com sobreespessura para corrosãode 1,2 mm, ligações por solda de topo.

As flanges podem ser em aço carbono forjado, do tipo “de pescoço” com a face provida de ressalto e as juntasde cartão grafitado.

Observações:

a. As águas ácidas ou alcalinas podem ser altamente corrosivas. Em casos não muito severos ou paraserviços descontínuos, podem ser empregues os materiais indicados anteriormente, sendoaconselhável adoptar, para o aço carbono uma maior sobreespessura para corrosão (3 a 4 mm).

b. O condensado proveniente do vapor, pode conter certa quantidade de CO2, que dá origem ao ácidocarbónico, muito corrosivo; recomenda-se também a adopção de uma maior sobreespessura para o açocarbono (2 a 3 mm).

1.1.5 REDES DE ÁGUA SALGADA As canalizações para serviço contínuo com água salgada em docas, portos de pesca e para fins de refrigeraçãopor exemplo, constituem sempre um dos graves problemas de manutenção, devido à intensa corrosão a queestão sujeitas. A corrosão é agravada com a temperatura e também para velocidades de circulação elevadas oudemasiado baixas. Além da corrosão há ainda o problema da proliferação de algas, bivalves, mariscos e outrosorganismos marinhos, que provocam obstrução das canalizações e ataque biológico ao metal. Este últimoproblema pode ser reduzido ou controlado pela adição prévia de cloro ou algícidas na água.

Podem ser recomendados os seguintes materiais:

Para tubos com diâmetros até 100 mm, o PVC, PEAD ou aço galvanizado para pressões mais elevadas. Nostubos de aço galvanizado pode ocorrer uma corrosão profunda nas uniões dos tubos, uma vez que a abertura derosca destrói localmente a galvanização. Para canalizações de reduzido comprimento ou diâmetro, podem serempregues tubos de metal Monel ou ligas de cobre e níquel, que têm óptima resistência à corrosão provocadapela água salgada, o uso desses materiais é de custo elevado.

Tubos, de diâmetros superiores a 100 mm, utiliza-se o PEAD, PVC e aço carbono com revestimento internode cimento, de material plástico ou de borrachas; o uso do cimento é o mais comum pelo fato de ser o maisbarato.

Quando são empregadas ligações por soldadura de topo, as ligações são sempre pontos de inicio de corrosão, anão ser que o revestimento seja retocado interiormente depois de efectuadas as soldaduras, o que só é possívelpara diâmetros a partir de 500 mm. Esse inconveniente pode ser contornado com a aplicação de ligações

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flangeadas, em que se prolonga o revestimento pela face das flanges, o que é entretanto um sistema muito caroe complicado.

Observações:

a. Para água com reduzida quantidade de sal (como é o caso de alguns efluentes de processo), podem ser

adoptados tubos de aço carbono, com uma sobreespessura para corrosão mínima de 4mm.b. Os aços inoxidáveis tais como o AISI 304 estão sujeitos a uma séria corrosão alveolar, e com os

inoxidáveis austeníticos haverá ainda ocorrência de corrosão sob tensão, não devendo por isso essesmateriais serem empregados em nenhum serviço com água salgada, para água salgada a Sandvikrecomenda a utilização do aço inoxidável SAF 2507 (ASTM 32750).

1.1.6 REDES DE VAPOR

O vapor é um fluido pouco corrosivo, para o qual os diversos materiais podem ser empregues até à suatemperatura limite de resistência mecânica aceitável. Na tabela 1 estão referidos os materiais recomendados,

em função da temperatura máxima do vapor; os limites de temperatura são fixados em conformidade comresistência à fluência dos diversos materiais.

Os tubos de aço (de qualquer tipo), são ligados entre si por soldadura de encaixe para diâmetros até 50 mm, ecom soldadura de topo para os diâmetros superiores.

Para pressões elevadas acima de 40 bar (4 MPa), devem ser adoptados limites de temperatura admissível parao material inferiores aos apresentados na tabela, devido à grande solicitação mecânica a que o material estásujeito.

Tabela 1- Redes de vapor, material recomendado para a tubagem

Temperatura DN MaterialLigações

sobreespessura

º C mm Normas Eu Americanas e (mm)Até 120

QualquerAço carbon

soldadura 1,2Vapor morto e St 37.0 A-120 ou A-53

condensado Até 100 Aço galvanizado roscadas -

Qualquer

Aço carbono

soldadura 1,2

200 St 37.0; 44.0A-53 ou API-

5L

Até 50 Latão, cobre e alumínioRoscadas ou

Soldadas-

380

Qualquer

Aço carbono

soldadura 1,2

A-53 ou API-5L

ou A 155 (285)

Aço carbono acalmado

420 (Si)-A-106

A-155 (515)

Aço liga

450½ Mo A-355

Gr PI

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A-155 (204)

470Aço liga

1 ¼ Cr ½ Mo

480

Aço liga

2 ¼ Cr 1 Mo

550 Aço inoxidável AISI 304

Nas linhas de vapor é muito importante a perfeita e completa drenagem dos condensados formados,utilizando-se para o efeito purgadores de vapor criteriosamente colocados.

Para auxiliar a drenagem instalam-se tubos com pendente constante na direcção do fluxo, principalmente emlinhas de vapor saturado, aonde a taxa de formação de condensados é mais elevada. Alguns projectistas têmpor norma colocar também eliminadores de ar nos pontos altos das linhas.

Nos tubos de vapor as flanges devem ser de aço forjado, aço carbono, ou aços liga, de acordo com o materialdos tubos. Do tipo “de pescoço”, com face de ressalto ou face para junta de anel. Os acessórios dascanalizações devem ser para soldadura de encaixe, até 50 mm, e para soldadura de topo, nos diâmetrossuperiores; em qualquer caso, são sempre do mesmo material dos tubos.

Todas as redes de vapor assim como as de retorno de condensados são isoladas termicamente e quando à vistadevem ter protecção mecânica.

1.1.7 CANALIZAÇÕES DE HIDROCARBONETOS O grau de corrosão dos hidrocarbonetos, depende fundamentalmente da temperatura e da presença deimpurezas no seu seio, principalmente de produtos sulfurosos e clorados, a selecção de materiais paracanalizações em serviços com hidrocarbonetos, depende do respectivo grau de corrosão.

Utilizam-se tubos de aço de qualquer tipo, com diâmetros até 50 mm, recomenda-se ligações por soldadura deencaixe, e nos de diâmetros superiores as ligações são por soldadura de topo.

Todas as flanges devem ser de aço forjado, aço-carbono ou aços-liga, de acordo com o material do tubo, tipo“de pescoço”, com face de ressalto ou face para junta de anel.

Os acessórios devem ser próprios para soldadura de encaixe, ate 50 mm, e para soldadura de topo, para osdiâmetros superiores; em qualquer caso devem ser sempre do mesmo material dos tubos.

Tabela 2 – Materiais aconselhados para tubagens de hidrocarbonetos

Material

Limites de temperatura e sobre espessura para corrosão

Hidrocarbonetos com baixo

teor de enxofre(inferior a 1%)

Hidrocarbonetos comum nível de enxofrenormal (1% a 3%)

Hidrocarbonetoscom alto teor de

enxofre

(superior a 3%)

Aço-carbono 320oC - 1,2mm 260oC - 1,2 mm 250oC - 4 a 6 mm

Aço-liga

5 Cr - 1/2 Mo400oC - 1,2 mm 350oC - 1,2 mm 320oC - 4 a 6 mm

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a) Materiais para tubos (quaisquer diâmetros):

Em primeira aproximação podem ser recomendados os limites de temperatura e sobre-esperssuras paracorrosão, para os materiais indicados na tabela 2.

Para temperaturas mais elevadas recomenda-se, sucessivamente, o uso de tubos de aços-liga 7 Cr – 172 Mo,

9Cr – 1 Mo, e de aço inoxidável tipo 405.b) Materiais para as juntas dos flanges:

Flanges de classes de pressão 150# e 300#, para temperaturas até 250oC com junta plana de cartão grafitado.

Flanges de classes 150# e 300#, para temperaturas mais altas, e flanges de classes 400# e 600#: Junta metálicaem espiral, de aço inoxidável, com alma de grafite.

Flanges de classes 900#, ou acima: Junta de anel metálico de aço inoxidável.

Observações:

1. Os hidrocarbonetos na presença de cloretos e com temperaturas inferiores ao ponto de orvalho sãoaltamente corrosivos, devido á possibilidade de formação de HCl diluído. Recomenda-se por isso que seja

adoptado para os tubos de aço carbono uma sobreespessura para corrosão compreendida entre 3 e 4 mm,por exemplo.

3. Como todos os hidrocarbonetos combustíveis são inflamáveis, nestas canalizações existe um risco deincêndio de elevado grau. Por essa razão, na formação de uma conduta de transporte de hidrocarbonetosnão se podem admitir órgãos e acessórios, fabricadas em materiais de baixo ponto de fusão (metais nãoferrosos, plásticos, etc.) excepto em pequenas canalizações auxiliares ou enterradas.

4. As tubagens para óleos viscosos são aquecidas e as destinadas ao transporte de óleos aquecidos sãoisoladas termicamente.

5. Os oleodutos para o transporte de óleos a longas distâncias são normalmente enterrados por motivo desegurança, para economia de suportes e fundações, e também porque os tubos enterrados estão sujeitos a

menores diferenças de temperatura e podem absorver as pequenas dilatações por livre movimentação nosolo. Os tubos dos oleodutos são em geral de aço carbono ou de aços de alta resistência sem costura para osdiâmetros inferiores a 400 mm e com costura para os diâmetros superiores. Todos os tubos são interligadospor soldadura de fusão de topo; as válvulas são de aço vazado de ligações por flanges.

1.1.8 REDES DE AR COMPRIMIDO INDUSTRIAL O ar comprimido industrial é um fluido de baixa corrosão, para o qual os seguintes materiais podem serrecomendados:

1. Canalizações de baixa pressão até 7 bar

Quando os tubos apresentarem diâmetros até 100 mm recomenda-se o aço galvanizado com ligações roscadas.Para os tubos com diâmetros iguais ou superiores a 50 mm recomenda-se o aço carbono St 0.0 ou St 37.0(ASTM A-120 OU A-134), com sobreespessura para corrosão de 1,2 mm, com ligações por soldadura defusão topo a topo.

2. Redes de alta pressão superior a 7 bar

Para estas pressões recomendam-se tubos de aço carbono St 37.0 (ASTM A-53 OU API-5L), com umasobreespessura para corrosão de 1,2 mm, com ligações para soldadura de encaixe até ao diâmetro de 50 mm, esoldadura por fusão topo a topo para os maiores diâmetros.

Para qualquer caso, todas as flanges devem ser de aço carbono forjado, com face de ressalto. Paratemperaturas até 60oC e pressões até 10 bar, as juntas poderão ser de borracha natural. Para temperaturas ou

pressões mais elevadas as juntas deverão ser de cartão grafitado.3. Drenagem de condensados

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Em todas as redes de ar comprimido é necessário prever-se a recolha e a drenagem da água proveniente dacondensação da humidade devida ao arrefecimento do ar, ou a que se forma quando o serviço é interrompido.Por essa razão devem ser instalados separadores de condensados em todos os pontos baixos, antes das válvulasde isolamento e nas extremidades das linhas. Se possível, a agua condensada deve escoar-se por gravidadepara os separadores.

Quando se exige que o ar seja limpo, com a finalidade de se preservarem os equipamentos e os instrumentosda linha, devem ser instalados filtros e potes de drenagem para reter poeiras, humidade e óleo. A presença deóleos e gorduras em linhas de ar comprimido é perigosa porque pode dar origem a explosões causadas peloaquecimento resultante da compressão do ar.

4. Transmissão de sinais

As canalizações de ar comprimido para a transmissão de sinais para instrumentos automáticos e válvulas decontrolo funcionam com pressões reduzidas e são constituídas por tubos de cobre, aço inoxidável, latão oumateriais plásticos. Os diâmetros dos tubos são sempre reduzidos inferiores a DN 20. Nos tubos de açoinoxidável, cobre e latão usam-se acessórios para ligações por compressão.

1.1.9 CANALIZAÇÕES PARA TEMPERATURAS ELEVADAS Na tabela 3 indicam-se os limites de temperatura aceitáveis para operação de diversos materiais, que poderãoorientar a selecção dos tubos para serviços não corrosivos com temperaturas elevadas.

As temperaturas limites de resistência mecânica são os valores, acima dos quais, a resistência do material(resistência á fluência) é baixa e não é económico o seu emprego. Esses limites só podem ser ultrapassadospara canalizações sem pressão interior.

A temperatura limite de inicio de oxidação superficial intensa não pode em caso algum ser excedida emserviço contínuo, tolerando-se por vezes, que seja excedida apenas em picos de curta duração.

Chama-se a atenção que para a maioria dos serviços corrosivos os limites de temperatura deverão ser

inferiores aos acima indicados. Em atmosfera oxidantes ou corrosivas a oxidação superficial inicia-se comtemperaturas mais baixas do que as referidas na tabela.

Tabela 3 – Temperaturas limites de resistência de alguns aços

Material Resistência mecânica Início oxidação intensa

Aço carbono acalmado (Si) 450o C 530o C

Aço liga 1 / 2 Mo 500o C 530o C

Aço liga 11 / 4 Cr 1 / 2 Mo 530o C 550o C

Aço liga 21 / 4 Cr 1 Mo 550o C 570o CAço inoxidável AISI 304 700o C 880o C

Aço inoxidável AISI 316 750o C 880o C

Incomel, Incoloy 850o C 1.150o C

Quando se empregam aços inoxidáveis austeníticos para temperaturas de funcionamento superiores a 550º C,recomenda-se que sejam usados os aços tipo “H” (304 H, 316 H etc.).

Para serviços de alta pressão ou de risco elevado, recomenda-se que sejam adoptadas temperaturas limitesinferiores às acima indicadas, como é o caso das canalizações para vapor.

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1.1.10 CANALIZAÇÕES PARA CRIOGENIA Quando sujeitos a temperaturas muito baixas (criogenia) muitos metais tal como o aço carbono perdem a suaductilidade, ficando frágeis e sujeitos a fracturas repentinas. Na tabela 4 indicam-se os limites aceitáveis parao uso dos diversos materiais com baixas temperaturas.

Para os aços carbono e os aços de liga á base de níquel exigem-se testes de impacto, para a verificação da suaductilidade, para todos os acessórios que irão ficar submetidos a baixas temperaturas, inclusive para osmateriais dos parafusos e das flanges. No caso dos aços inoxidáveis austeníticos esses testes são necessáriosapenas para os materiais das peças fundidas.

Chama-se atenção que o alumínio não pode ser empregue em redes ou em locais onde se exija segurançacontra o fogo, uma vez que é um metal de baixo ponto de fusão.

Tabela 4 – Temperaturas mínimas admissíveis de serviço de diferentes materiais

Material Temperatura limite inferior

Aço-carbono não acalmado (ASTM A-53, API-5L) 0 (zero) o C

Aço-carbono acalmado (ASTM A-106) - 20o C

Aço-carbono acalmado, de grão fino(ASTM A-333 Gr.6)

- 45oC

Aço-liga 2 ¼ Ni - 65oC

Aço-liga 3 ½ Ni - 100oC

Cobre, latões, bronze - 180oC

Aço-liga 9 Ni, aços inoxidáveis tipos 316, 317 e 321 - 195oC

Aços inoxidáveis tipos 304, 310 e 347 - 250oC

Alumínio, aço inoxidável tipo 304L Sem limite1.1.11 CANALIZAÇÕES PARA GASES Os gases secos, ou seja quando são mantidos a uma temperatura superior à do seu ponto de orvalho, são emgeral pouco corrosivos, podendo os materiais serem empregados até os seus limites de temperatura referidosanteriormente. Por isso, muitas canalizações para o transporte de gás em refinarias, fábricas, siderurgias,instalações petroquímicas etc., são construídas em aço carbono, aços liga ou aços inoxidáveis, dependendo datemperatura de serviço. Para os tubos de diâmetro superior a 600 mm e para temperaturas muito elevadassuperiores a 450oC, podem ser adoptados economicamente os tubos de aço carbono com um revestimentoisolante refractário.

Para os gases com temperaturas de serviço inferiores á do ponto de orvalho, poderá haver severa corrosão

devido á formação de ácidos diluídos, sendo muitas vezes necessário a aplicação de tubos de materiais maisresistentes à corrosão, ou à adopção de revestimentos anticorrosivos interiores à base de materiais plásticos,borrachas, cimentos etc. Deve ser prestada especial atenção ao estudo das canalizações que normalmentetrabalham com temperaturas acima do ponto de orvalho, mas que quando fora de serviço, possam atingirtemperaturas inferiores ás do ponto de orvalho. Para esses casos recomenda-se uma completa drenagem do gáse o enchimento da rede com um gás inerte.

As canalizações para transporte de gases a longas distâncias, fora de instalações industriais (gasodutos), sãonormalmente enterradas, como os oleodutos. Como as pressões de serviço são relativamente altas da ordem de30 bar, aplicam-se tubos de aço carbono, com ou sem costura, dependendo do seu diâmetro ou tubos dePEAD. Para diâmetros elevados podem ser utilizados tubos com soldadura em espiral.

Para a distribuição de gases a baixa pressão as canalizações são normalmente enterradas, podendo-se empregar

tubos de PEAD, ferro fundido dúctil de ligações ponta e bolsa ou tubos de aço carbono com costura. Nessascanalizações devem ser adoptadas medidas para a colecta e drenagem dos condensados. As canalizações

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deverão apresentar uma pendente na direcção do fluxo e deverão ser colocados separadores de líquidoscondensados nos pontos baixos.

1.1.12 HIDROGÉNIO

A presença de hidrogénio, tanto como gás puro como misturado com outros gases ou líquidos, provoca afragilidade dos aços quando submetidos a temperaturas elevadas e o empolamento com formação de bolhas noaço carbono com temperaturas moderadas, devido à penetração do hidrogénio atómico no metal.

A selecção de materiais para temperaturas elevadas é feita pela consulta ás denominadas “Curvas de Nelson”,publicadas na norma API-RP 941, do “American Petroleum Institute”, que mostram os campos de aplicaçãodo aço carbono e dos diversos aços liga Cr-Mo e dos aços inoxidáveis, em função da temperatura e da pressãoparcial do hidrogénio. A utilização do aço carbono é permitida até á sua temperatura limite de aplicaçãoprática, desde que a pressão parcial do hidrogénio seja inferior a 7 bar, para pressões superiores o emprego doaço carbono só é possível até à temperatura de 250oC.

Em qualquer condição, inclusive para temperatura ambiente, os aços carbono devem ser sempre totalmente

acalmados [especificações ASTM A-106 ou A-155 (515)].Em todas as canalizações que trabalham com hidrogénio devem ser reduzidas ao mínimo as ligações que nãosejam efectuadas por soldadura de topo com penetração total.

O emprego de flanges deve ser efectuado aonde for indispensável, não devendo ser aplicadas flanges roscadas,sobrepostas ou para soldadura de encaixe. As flanges até à classe de pressão de 25 bar inclusive, devem terface com ressalto com acabamento liso rugosidade média máxima de 0,003mm, para uso com juntas metálicasem espiral, de aço inoxidável com de grafite. As flanges de classe de pressão igual ou superior a PN 40, devempossuir a face preparada para aplicação de junta de anel, empregando-se juntas de anel ovalado de açoinoxidável. Não são permitidas quaisquer ligações roscadas ou para soldadura de encaixe.

Todas as válvulas que têm descarga para o exterior, tais como as aplicadas em pontos de drenagem, tubos derespiro etc., devem ser de flanges e ficarão tamponadas com uma flange cega.

1.1.13 ÁCIDOS E ALCALIS

ÁcidosApresenta-se como primeira informação, alguns materiais que podem ser recomendados para serem utilizadosem serviços com três dos ácidos minerais fortes mais importantes, ou seja o ácido sulfúrico, clorídrico enítrico.

Todas as recomendações são em função da temperatura e da concentração dos ácidos. Para os materiais que sósão recomendados para concentrações elevadas, deve ser tomado muito cuidado com a diluição acidental do

ácido, que pode ocorrer em consequência da absorção da humidade do ar, e que provocará uma violentacorrosão na tubagem.

1. Ácido sulfúrico

O aço carbono é recomendado para serviços à temperatura ambiente, concentrações superiores a 85%, evelocidade de escoamento até 1 m/s.

Chumbo, aço inoxidável especial “Carpenter 20”, utilizados em concentrações até 90% com temperaturas até100o C.

Metal Monel em concentrações até 60%.

Materiais plásticos, utilizado em concentrações até 70% e para temperaturas até 50oC.

“Hastelloy C”, vidro, porcelana: Qualquer condição de temperatura ou de concentração.2. Ácido clorídrico

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Aplica-se o bronze, cobre e o metal Monel para a temperatura ambiente e concentrações até 10%.

Os materiais plásticos e borrachas são utilizados para a temperatura ambiente e concentrações até 50%.

As ligas de cobre e níquel são apropriadas para concentrações até 40% com temperatura ambiente, e até 10%para temperaturas até 100º C.

“Hastelloy B” e “Chlorimet 2” para concentrações até 50%, com qualquer temperatura.O vidro e a porcelana servem para qualquer condição de temperatura ou de concentração.

3. Ácido nítrico:

O aço inoxidável AISI 304L é apropriado para Concentrações até 90%.

Alumínio com concentrações acima de 95% e temperatura ambiente.

Materiais plásticos para concentrações até 40% e temperatura até 50%.

O vidro e a porcelana servem para qualquer condição de temperatura ou de concentração.

AlcalisPara as redes em serviço com alcalis (soda cáustica, soluções de soda etc.), a selecção dos materiais para ostubos, válvulas e acessórios depende essencialmente da temperatura, distinguem-se três casos:

Quando a temperatura for inferior a 40o C: permite-se o emprego do aço carbono, sem limitações.

Para temperaturas compreendidas entre 40o C e 70o C é Permitido ainda a aplicação do aço carbono, devendoentretanto ser submetido a um tratamento térmico para alívio de tensões em todas as costuras de soldadura, nascurvas efectuadas por dobragem do tubo, ou qualquer outra região submetida a algum trabalho deconformação a frio. As válvulas devem ser de metal Monel.

Quando as temperaturas forem superiores a 70oC, recomenda-se a utilização de tubos e de válvulas de cobre,bronze ou metal Monel. Podem ser empregues ainda, para quaisquer concentrações, tubos revestidos

interiormente com pintura à base de resina epoxica (até 80o

C), ebonite (até 120o

C) e teflon (até 250o

C).Em todos os casos onde forem usados tubos de aços inoxidáveis ou de metais não ferrosos, podem serempregados flanges tipo “solto”, de aço carbono, com virolas do mesmo material do tubo.

Recomendações geraisPara todos os serviços, em que sejam recomendados materiais plásticos, para os diâmetros superiores a 100mm podem empregar-se tubos de aço com revestimento plástico interior. Nas ligações por flanges orevestimento de plástico deverá cobrir a face dos flanges, para garantir a continuidade do revestimento.

Para qualquer diâmetro recomenda-se que as válvulas, tanto de isolamento como de regulação, sejam do tipodiafragma.

Nas redes de ácidos ou alcalis, deve ser tomado muito cuidado com a possibilidade de ocorrer acção galvânicaentre metais diferentes quando em contacto, que poderá resultar numa corrosão muito intensa devido ao meiofortemente electrolítico.

1.1.14 REDES DE ESGOTOS E DE DRENAGEM Quase todas as redes de esgotos são enterradas, tanto para esgotos pluviais como para esgotos sanitários eindustriais, constituem excepção pequenos trechos em subsolos e subterrâneos de edifícios. Em geral essasredes funcionam sem pressão, com o escoamento em superfície livre, por essa razão devem ter uma pendenteconstante, estabelecida o mais rigorosamente possível.

O esgoto quer seja doméstico quer seja industrial é agressivo. No esgoto industrial, além dos líquidos seremcorrosivos são de natureza variável, quanto á sua composição química, concentração, temperatura, condiçõesde corrosão etc.

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Para as redes de esgoto pluvial adoptam-se tubos de PVC, PVCC, fibra de vidro, ferro fundido dúctil oumanilhas de betão, todos com ligações de ponta e bolsa. A escolha entre esses materiais dependerá dodiâmetro e da resistência mecânica necessária em função das sobrecargas externas.

Nas redes de esgoto sanitário os ramais de pequenos diâmetros são construídos em tubos de PVC parasaneamento, polietileno, FFD e manilhas de betão. Nos colectores e interceptores empregam-se tubos de betão

armado, ferro fundido dúctil, PRV (plástico reforçado a fibra de vidro), PVCC, etc.A escolha dos materiais para canalizações de esgoto industrial depende da natureza e do grau decorrosibilidade da corrente líquida. Para a maioria dos casos, satisfazem os tubos de PVCC e barro vidradopara os diâmetros médios, betão armado e FFD para os grandes diâmetros.

As condutas para escoamento sob pressão de esgotos industriais devem ser construídas em tubos de PVC,FFD, PEAD, até á caixa de visita que serve de transição para a rede gravítica Quando o esgoto for ácido ouacidulado não se devem usar tubos de betão, nem argamassas de cimento como material de vedação.

Nas ligações de ponta e bolsa, deve ser verificado se o material dos tubos e também o material de vedação das juntas resistem á acção corrosiva da corrente líquida.

Nos laboratórios, hospitais, indústrias de processamento de fluidos, estações de serviço, matadouros, centraistérmicas existem quase sempre redes especiais de esgoto em que é necessário efectuar-se um pré tratamento,para arrefecimento, correcção de pH, remoção de gorduras e hidrocarbonetos, etc.

1.2. MATERIAIS

1.2.1 DEFINIÇÕES Os tubos são transportadores de fluidos, fechados, em geral de secção circular. Que funcionam na maioria dasaplicações sobre pressão a plena secção, contudo nos escoamentos gravíticos podem funcionar com superfície

livre, tais como nas redes de drenagem.As redes de fluidos são formadas por um conjunto de tubos e os seus acessórios.

O recurso a redes de fluidos deve-se á necessidade do seu transporte, desde o ponto de condicionamento ouarmazenagem aos pontos de consumo, os quais estão em geral frequentemente afastados por grandesdistâncias.

Os tubos são utilizados para neles serem transportados todos os fluidos conhecidos, tais como líquidos, gases,pastas, líquidos com sólidos em suspensão, com pressões compreendidas entre o vácuo absoluto e 6 Mpa etemperaturas praticamente entre o zero absoluto e o ponto dos metais em fusão.

O emprego de tubos pelo homem é provavelmente anterior á história escrita. Há vestígios de redes decanalizações completas em civilizações muito antigas tais como nas ruínas da Babilónia, na China, em

Pompeia. Os primeiros tubos metálicos foram construídos em chumbo, muito antes da Era Cristã. Durante oséculo XVII apareceram os primeiros tubos de ferro fundido para a condução de água, existindo canalizaçõesdessa época ainda em serviço tais como as que abastecem as fontes dos jardins do Palácio de Versalhes. Ostubos de aço de grande aplicação nas instalações industriais, devido á necessidade do transporte de vapor compressões elevadas, apareceram em 1825 em Inglaterra. Os tubos de aço sem costura começaram a serfabricados no ano de 1886, com a invenção do laminador oblíquo patenteado pelos irmãos Mannesmann.

1.2.2 PRINCIPAIS MATERIAIS Empregam-se hoje em dia uma grande variedade de materiais para o fabrico de tubos:

i ) Tubos metálicos

Ferrosos: Aços carbono

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Aços liga

Aços inoxidáveis

Ferro fundido cinzento

Ferro fundido dúctil

Ferro forjado

Ferros liga

Não ferrosos: Cobre e suas ligas

Latão

Alumínio

Níquel e ligas

Monel

Chumbo

Titânio

ii ) Não metálicosPlásticos: PVC (policloreto de vinilo)

PVC-C (policloreto de vinilo clorado)

PE (polietileno)

PEAD Polietileno de alta densidade

PEX (polietileno recticulado)

PP-H (Polipropileno)

PP-R (polipropileno recticulado)

PRFV (plástico reforçado a fibra de vidro)

PC (Policarbonato)

Betão armado

Grês vidrado

Borrachas

Vidro

Materiais cerâmicos

A selecção do material apropriado para uma determinada aplicação é sempre um problema complexo, sendoos principais factores a pressão e a temperatura de serviço, resistência à corrosão e á erosão, custo, nível desegurança exigido, sobrecargas e perdas de carga.

1.2.3 PROCESSOS DE FABRICAÇÃO Como principais métodos de fabrico de tubos distinguem-se:

Tubos sem costura: Laminagem

ExtrusãoFundição

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Forjagem

Tubos com costura: Soldadura

Os processos de fabricação por soldadura e laminagem são os mais comuns.

LaminagemÉ o processo mais aplicado no fabrico de tubos de aço sem costura, tais como os de aço carbono, aço liga eaço inoxidável com diâmetros desde 80 mm até 650 mm.

Entre os diferentes processos utilizados, distingue-se o Mannesmann que consiste nas operações:

a) Um lingote de aço com uma temperatura de aproximadamente 1.200º C e um diâmetro da ordem do tuboque se pretende fabricar é introduzido no laminador oblíquo.

b) O laminador oblíquo formado por dois rolos bicónicos, cujos eixos complanares fazem entre si umdeterminado ângulo. O lingote é introduzido entre os dois rolos aonde é fortemente comprimido ao mesmotempo que lhe é comunicado um movimento de translação e rotação helicoidal. O avanço do lingote dá-secontra um mandril cónico fixado na extremidade de um veio, que o posiciona entre os dois rolos, que abre

um furo no centro do lingote e torna a superfície interior recém-formada lisa.

Figura 1.3.1 - Etapas para fabricação de tubos num laminador oblíquo

c) O tubo formado no primeiro laminador oblíquo tem as paredes muito espessas. Pelo que com o materialainda quente, entra num segundo laminador oblíquo que possui um mandril de maior diâmetro, aonde asparedes do tubo são afinadas, com um aumento do comprimento do tubo e um ajuste do diâmetro exterior.

d) Após estas operações o tubo encontra-se bastante empenado, pelo que o processo de fabrico continua emlaminadores rectificadores de rolos. Nesses laminadores o tubo sofre uma série de processos paracalibragem e rectificação dos diâmetros interior e exterior.

ExtrusãoEste processo de fabrico tem início com a colocação de um bloco cilíndrico, maciço, do material no estadopastoso, num recipiente de aço por debaixo de uma prensa, que em poucos segundos, numa única operaçãoque compreende quatro fases forma o tubo.

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1) O êmbolo da prensa que tem o mesmo diâmetro do bloco, encosta-se a este.2) O mandril accionado pela pensa penetra no centro do cilindro de material.3) O êmbolo pressiona o material no estado pastoso obrigando-o a atravessar o orifício de uma matriz

calibrada, formando o tubo.

Figura 1.3.2 - Processo de fabrico por extrusão

Fabricam-se pelo processo de extrusão tubos de aço de diâmetro inferior a 80 mm, alumínio, o latão e outros

materiais não ferrosos, assim como tubos de plástico.

Fundição

Figura 1.3.3 - Vazamento de metal fundido em molde

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Fabricam-se por este processo, tubos de ferro fundido cinzento e nodular, aços especiais não forjáveis, vidro,borrachas, etc. O material do tubo no estado fundido é vazado em moldes aonde se solidifica.

A centrifugação é um processo de fabrico dos tubos de ferro fundido dúctil e de betão, em que o material noestado líquido é introduzido por um braço móvel num molde que se encontra a rodar a grande velocidade, queprovoca a centrifugação do material, colando-o às paredes.

Os tubos fabricados por centrifugação têm uma textura homogénea e paredes de espessura uniforme.

Figura 1.3.4 - Atelier de centrifugação Pont-à-Mousson 1931

Processo de fabrico de tubos e acessórios de ferro fundido nodular ou dúctil

Figura 1.3.5 - Processo de fundição para obtenção de ferro fundido dúctil

1 - Material para alimentação do alto forno

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2 – Fundição do material no alto forno

3 – Dessulferização

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O metal durante o processo de fundição contacta escória ácida e possui um elevado conteúdo de enxofre. Esteconteúdo é reduzido por adição de carboneto de sódio, carboneto de cálcio ou cal utilizando um processo demistura apropriado.

4 – Afinação

Correcção analítica (Si, C e S) e de temperatura, antes do tratamento com magnésio

5 – Tratamento com magnésio

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Processo « Fil fourré » Processo « Plongeur »

A adição de quantidades suficientes de magnésio ao metal líquido provoca a precipitação da grafite comoesferas em vez de lâminas, o ferro fundido assim obtido é designado por nodular.

6 - Centrifugação

Figura 1.3.6 - Passos de fabricação de tubos por centrifugação

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Figura 1.3.7 - Centrifugadora

De Lavaud – o metal líquido é vazado num molde metálico rotativo, que provoca um arrefecimento muitorápido.

7 - Tratamento térmico

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Os tubos após serem desenformados, sofrem um tratamento térmico numa estufa a uma temperatura da ordemde 950º C, com uma duração compreendida entre 20 e 40 minutos, destinada a eliminar qualquer cementite etransformar qualquer perlite existente, em grafite e ferrite, de forma a melhorar as propriedades mecânicas domaterial.

Figura 1.3.8 - Passos de fabricação de acessórios por vazamento gravítico

1 - A matriz é revestida com um filme deplástico pré aquecido.

2 - O filme de plástico é recoberto porum material resistente ao calor.

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3 - Um quadro colocado no modelo é cheiocom areia fina e fluida

4 - O quadro inferior é separado do modelo. Onúcleo de areia é posicionado para dar aforma final do acessório.

5 – As duas metades do molde são reunidas eforma-se o molde.

6 – O ferro fundido dúctil na faselíquida é vertido no molde.

7 – Quando o arrefecimento atingir 700º C,o molde é aberto e a areia e o molde caiemlivremente.

8 – O recobrimento das peças é removido,as peças são separadas e limpas porprojecção de grenalha.

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ForjagemÉ um processo de fabrico pouco usual, aplica-se para tubos de aço de parede espessa, para aplicações compressões muito elevadas. O lingote de aço é furado a frio com uma broca. Posteriormente a peça tubular éaquecida ao rubro e as paredes são forjadas num martelete contra um mandril até atingirem a espessurapretendida.

Tubos com costura soldadaÉ um processo utilizado no fabrico de tubos de aço carbono, aços liga, aços inoxidáveis para todos osdiâmetros.

Há duas disposições de costura soldada:

Longitudinal

Espiral

Os tubos com soldadura longitudinal são fabricados a partir de chapas fornecidas em bobines ou chapasplanas. As bobinas são utilizadas no fabrico contínuo de tubos de pequeno diâmetro. A chapa é calandrada nosentido do comprimento até formar o cilindro, sendo as bordas soldadas entre si. O perímetro do tubo formadoé a largura da chapa.

Figura 1.3.9 - Tubo de costura soldada longitudinal, material alimentado em bobines

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Figura 1.3.10 - Tubo de costura soldada longitudinal material alimentado em chapas

Nos tubos de soldadura em espiral, a alimentação da matéria prima é sempre efectuada em rolos, paraqualquer diâmetro. A chapa proveniente da bobina é enrolada em espiral, a distância entre costuras soldadas éigual à largura do rolo.

Figura 1.3.11 - Fases do processo de fabrico de tubos helicoidais.

As soldaduras utilizadas são:

De topo

Utilizada em qualquer dos processos com adição de metal e por resistência eléctrica nos tubos de pequenodiâmetro.

Sobreposta

Empregada nos tubos de grande diâmetro por resistência eléctrica.

A execução das soldaduras em processos de fabricação industrial é efectuada por:

i ) Soldadura eléctrica por arco protegido, com adição de metal do eléctrodoPor arco submersoCom protecção de gás inerte

ii ) Soldadura por resistência eléctrica

Nos processos de soldadura com adição de metal, a folha metálica é dobrada a frio até ao diâmetro final. Aconformação pode ser efectuada pela dobragem contínua da bobina, por meio de rolos, em máquinas

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automáticas ou pela calandragem das chapas. Qualquer que seja o processo de soldadura, esta é sempreefectuada a topo e com pelo menos dois passes, um dos quais, nos tubos de qualidade é efectuado pelo interiordo tubo, Os bordos da chapa são previamente aparados e chanfrados.

A soldadura por arco submerso e a com protecção com gás inerte é executada automaticamente ou semi-automaticamente. Estes processos são aplicados para a fabricação de tubos de diâmetros iguais ou superiores a

300 mm, em que a costura poderá ser longitudinal ou helicoidal.A soldadura manual não é utilizada para o fabrico de tubos.

Figura 1.3.12 - Tipos de costuras soldadas

As soldaduras por resistência eléctrica são realizadas pelo duplo efeito da passagem de uma corrente eléctricalocal de grande intensidade e da forte compressão de um bordo da chapa contra o outro.

Os processos de condução da corrente eléctrica ao tubo mais usuais são:

1 O processo de discos de contacto que rolam sobre o tubo com uma ligeira pressão, próximo dosbordos a unir. Aplica-se para tubos de diâmetros superiores a 150 mm.

2 Processo thermatool, próprio para tubos de pequeno diâmetro, em que a corrente passa entre doiseléctrodos de cobre maciço que deslizam suavemente sobre os bordos do tubo.

Soldadura com discos de contacto Processo Thermatool

Figura 1.3.13 - Processos de soldadura por resistência eléctrica

A corrente eléctrica é alternada, de baixa tensão e alta frequência 400 kHz. A corrente de alta frequênciaproduz um aquecimento uniforme e localizado, pelo facto de ser conduzida é superfície do metal. A

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intensidade da corrente, que é elevada, dependerá da espessura da chapa e da velocidade de execução docordão. A temperatura no ponto de soldadura é de 1.400º C, pelo que os tubos e os eléctrodos são arrefecidospor circulação de óleo.

A soldadura termina com a remoção da rebarba exterior seguindo-se o arrefecimento do tubo, odesempenamento, a calibração e o corte em troços de comprimento normalizado.

Até ao diâmetro de 150 mm a costura de soldadura é de topo, para diâmetros superiores até 750 mm, a costuraé sobreposta. Os bordos são chanfrados.

Os tubos com costura são quase sempre de qualidade inferior aos sem costura, mas o seu uso é bastantegeneralizado devido ao seu menor custo. Contudo as tolerâncias de fabrico de tubos com soldadura porresistência eléctrica, nomeadamente a espessura, diâmetro e ovalização, são mais rigorosas do que a dos tubossem costura. Pelo que são preferidos para aplicações aonde é necessário proceder-se a operações demandrilagem em espelhos, tais como as aplicações em caldeiras, permutadores de calor, condensadores, etc.

Acabamento por trefilaçãoA trefilação é um processo de acabamento dos tubos a frio. Consistem em traccionar o tubo, puxando-o por

uma das extremidades, obrigando-o a atravessar a frio, o orifício de uma matriz calibrada (fieira), que reduzligeiramente o seu diâmetro externo.

Faz-se a trefilação de tubos com e sem costura, de aço carbono, aço liga e aços inoxidáveis até ao diâmetro de80 mm, para se obterem os chamados tubos de precisão de elevada qualidade. A trefilação é realizada numa ouvárias passagens, e é seguida em geral de tratamento térmico.

Enrolamento ContínuoOs tubos de plástico reforçados a fibra de vidro são fabricados por enrolamento contínuo. Os filamentos devidro são enrolados sobre moldes com um ângulo preciso e pré-determinado para se obter as máximaspropriedades necessárias para cada aplicação específica. Para proporcionar o equilíbrio das propriedadesnecessárias para resistir aos esforços radiais e longitudinais de uma tubagem submetida à pressão, o ângulo deenrolamento é da ordem de 54º. Para serviços de vácuo ou sujeitos a cargas exteriores, em que os esforçoslongitudinais são mínimos, o ângulo tem de ser apropriado para proporcionar um módulo mais elevado commaior resistência ao colapso.

Os filamentos de vidro são saturados com resina, enrolados helicoidalmente e polimerizados sobre moldes deaço. O emprego do filamento contínuo proporciona uma elevada resistência devido á orientação do vidro sobtensão, aproveitando-se assim as suas propriedades. Segundo as condições de serviço, o laminado obtido temum conteúdo de vidro compreendido entre 65 e 80 % em massa nas camadas do enrolamento filamentarcruzado. A superfície interior dos tubos é rica em resina.

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Figura 1.3.14 - Fabrico de tubos de PRFV por enrolamento

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Produção de tubos de cobreA produção dos tubos de cobre, faz-se a partir de biletes provenientes das fundições, numa sequência deoperações até se atingir o produto final.

Figura 1.3.15 - Diagrama do processo de fabrico de tubos de cobre1ª Operação: Aquecimento do bilete entre 850 e 900º C

O aquecimento do bilete tem como finalidade conferir ao metal um elevado grau de deformabilidade plástica,

para reduzir a pressão necessária para a transformação seguinte.

2ª Operação: Extrusão em ambiente controlado

Esta operação efectuada numa única passagem, permite obter rapidamente, um tubo de grande diâmetro e comuma parede espessa. A operação é efectuada num ambiente controlado porque o material está a umatemperatura muito elevada, pelo que tem tendência a oxidar-se, o que prejudicaria as operações seguintes.

3ª Operação: Laminação a frio

A laminação a frio tem como finalidade reduzir a espessura da parede do tubo, mantendo a secçãoperfeitamente circular e como resultado desta operação o tubo alonga-se apreciavelmente.

4ª Operação: TrefilaçãoA trefilação tem como objectivo a redução sucessiva do diâmetro e da espessura do tubo, este processo éefectuado a frio. Consiste pelo forçar a passagem do tubo em bruto, através de uma matriz exterior (fileira) ede um calibrador interno (mandril flutuante) por traccionamento, com movimento circular, numa máquinadesignada “bull block” ou trefiladora.

O tubo nesta operação é lubrificado de forma a garantir uma velocidade de processo aceitável. Este óleo nofim do processo deverá ser removido para evitar que se queime no processo de recozimento com formação dedepósitos de resíduos de carvão.

5ª Operação: Recozedura

A deformação plástica a frio provoca um endurecimento do material diminuindo a sua plasticidade. Para que omaterial retome as suas características, de forma a ser trabalhado facilmente sofre um tratamento térmico

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destinado a recristalizar o cobre. Esta operação é efectuada em linha por indução electromagnética a umatemperatura compreendida entre 250 e 650º C de acordo com o tipo de tubo pretendido.

6ª Operação: Linha de acabamento

Neste estágio confere-se aos tubos o estado final de acordo com a aplicação pretendida.

Os tubos recozidos são despachados em rolos.

Os tubos encruados que não sofrem a recozedura final são fornecidos em varas rectas, para isso a últimapassagem de trefilação é efectuada num banco rectilíneo.

Outro processo de acabamento consiste na aplicação de um revestimento exterior em material plástico ou numisolamento.

Certo tipos de tubos, destinados a aplicações especiais, sofrem um polimento interior.

7ª Operação: Embalagem e armazenamento

Os tubos em rolos são embalados para serem facilmente movimentados e transportados. Os tubos despachados

em varas são organizados em feixes que ficarão depositados em suportes devidamente afastados para evitardeformações permanentes dos tubos.

Estes tubos não sofrem qualquer processo de envelhecimento devido aos raios ultravioletas, ozono ou qualqueroutro agente, pelo que não são necessárias precauções especiais de armazenamento.

Testes e Inspecções

Ao longo de todo o processo de fabrico os tubos sofrem uma inspecção constante a nível qualitativo, durante ainspecção qualquer peça que não passe os testes é rejeitada.

1.3. TUBOS DE AÇO CARBONO

1.3.1 PROPRIEDADES Os tubos de aço carbono são utilizados para a condução de água bruta e potável, vapor de baixa pressão,condensados, ar comprimido, óleos, gases e uma infinidade de outros fluidos pouco corrosivos, comtemperaturas compreendidas entre -40 e 450º C e qualquer pressão de processo.

A temperatura máxima que eventualmente poderá atingir um tubo é de 550º C, por períodos de curtaduração e não coincidentes com elevados esforços mecânicos.

A temperaturas superiores a 530º C o aço carbono sofre uma intensa oxidação superficial, quando estáexposto ao ar, com formação de crostas espessas de óxidos, o que o torna inaceitável para qualquer serviço

contínuo. Observa-se que em contacto com outros meios a oxidação poderá iniciar-se a temperaturasinferiores.

A exposição prolongada a temperaturas superiores a 440º C pode provocar a precipitação do carbono,tornando o material frágil (quebradiço), pelo que a temperatura limite para serviço permanente de tubos de çocarbono não deverá ultrapassar os 450º C.

A resistência mecânica do aço carbono sofre uma forte diminuição para temperaturas acima de 400º C, devidoa haver uma deformação por fluência que se inicia á temperatura de 370º C. Assim para temperaturassuperiores a 400º C deverá ser considerada nos cálculos, a diminuição da resistência mecânica do material. Asdeformações por fluência serão tanto mais intensas e rápidas quanto maior for a temperatura, maior a tensão ea duração do período com temperatura elevada a que o material estiver submetido.

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Quanto mais elevado for o teor de carbono no aço maior será a sua dureza, assim como os limites deresistência mecânica e de escoamento, em contrapartida aumenta a sua fragilidade e diminui a capacidade paraa soldabilidade.

Nos aços para o fabrico de tubos, o teor de carbono está limitado a 0,35%. Para percentagens até 0,30 % decarbono as operações de soldadura são fáceis. Para percentagens iguais ou inferiores a 0,20 % de carbono, os

tubos podem ser dobrados a frio.Os aços carbono acalmados sofrem uma adição de Si com um teor até 0,1%, para eliminar os gases ouefervescentes. Estes aços apresentam uma estrutura cristalina mais fina e uniforme e são de qualidade superiorá dos efervescentes. Recomenda-se este tipo de aços para temperaturas superiores a 400º C mesmo por curtosperíodos de tempo e para temperaturas negativas.

Nos aços de baixo teor de carbono, igual ou inferior a 0,25 %, o limite de ruptura está compreendido entre 300e 360 N/mm2, e limite de alongamento de 150 a 215 N/mm2.

Nos aços de médio teor de carbono, até 0,35 %, o limite de ruptura está compreendido entre 360 e 530 N/mm2,e limite de alongamento de 215 a 275 N/mm2.

Nos serviços com temperaturas baixas, inferiores a 0º C, os tubos de aço carbono têm um comportamentofrágil, podendo quebrar-se repentinamente. Para essas aplicações devem ser utilizados aços acalmados, comum teor de carbono máximo de 0,30 % e com uma granulação fina. Para esses tubos deverá ser exigido oensaio de impacto Charpy de forma a verificar-se a sua maleabilidade. A temperatura limite de utilização deacordo com a norma ANSI.B.31 é de -50º C, na prática não são utilizados para temperaturas inferiores a – 40ºC.

Nenhum outro material utilizado em instalações de transporte de redes de fluidos, apresentam as cotas deresistência mecânica dos tubos de aço.

Os tubos de aço carbono, quando expostos á acção atmosférica, sofrem um processo de corrosão uniforme,que aumenta de intensidade com o grau de humidade e os níveis de poluição.

O contacto directo das paredes do tubo com o terreno, origina ferrugem associada com uma corrosão alveolar

penetrante que se torna muito grave em solos húmidos e ácidos (regiões de granito), pelo que o contacto doaço carbono com o solo deverá ser evitado.

Os ácidos minerais, principalmente quando estão diluídos ou quentes, atacam fortemente o aço carbono.

A utilização de tubos de aço carbono para a condução de alcalis, mesmo com elevadas concentrações épossível até á temperatura de 70º C. Para serviços com temperatura superior a 40º C, o tubo o tubo fica sujeitoa uma corrosão sob tensão que provoca a sua destruição rápida pelo que deverá ser submetido a um tratamentotérmico para alívio de tensões.

Em geral os resíduos de corrosão nos tubos de aço carbono não são tóxicos, contudo afectam o sabor do fluidoe por vezes a sua cor. As redes com tubos de aço carbono devem ser dotadas de filtros.

1.3.2 NORMAS Existem códigos e normas de várias origens, que regulam desde o projecto, fabrico, a montagem e utilizaçãode tubos e suas redes com as mais diversas aplicações. Detalham os materiais, condições de serviço, métodosde cálculo, etc. bem como normalizam as dimensões dos tubos, válvulas e acessórios.

As normas correntes em Portugal são as normas Europeias EN e as normas Portuguesas NP.

Outras normas de uso corrente entre nós para o projecto e dimensionamento de redes de fluidos e dos seuscomponentes são:

Normas ANSI (American National Standard Ins titute) que é uma organização governamental Americana,encarregada de todos os assuntos de normalização técnica.

Normas API (American Petroleum Institute).

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Normas MSS (Manufacturers Standard Society).

Normas AWWA (American Water-Works Association)

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1.3.3 ESPECIFICAÇÕES Designam-se por especificações de tubos e seus materiais, às normas específicas que detalham todos osmateriais dos tubos de cada classe de serviços, de um determinado projecto ou instalação.

Especificação GeralÈ comum escrever-se uma especificação geral contendo todas as prescrições válidas para todos os serviçosenvolvidos no projecto. Esta especificação geral tem como finalidade estabelecer uma orientação, para aaquisição de material, sua montagem e testes:

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Esta especificação deve conter pelo menos as seguintes informações:

⇒ Códigos e normas do projecto de detalhe da tubagem, montagem, inspecção, disposição, etc. quedevem ser seguidos.

⇒ Nomenclatura (abreviaturas e siglas ) das diferentes peças.

⇒ Sistema adoptado para identificação das diferentes redes.⇒ Prescrições diversas que se apliquem à empreitada em questão sobre:ProjectoCálculosTraçadosFabricaçãoMontagemTestes

A critério do autor do projecto, e dependendo da extensão dos serviços envolvidos em cada caso, aespecificação geral poderá ser desdobrada numa série de especificações particulares para alguns dos serviçosque fazem parte do âmbito da empreitada. Costumam por exemplo, merecer especificações próprias osseguintes serviços:

∗ Soldaduras e tratamentos térmicos∗ Isolamentos térmicos∗ Pinturas e protecção∗ Purgadores e filtros∗ Sistema de aquecimento e traçagem de tubos.∗ Critérios de cálculo dos diâmetro dos tubos e rugosidades máximas admissíveis.∗ Cálculo da espessura das paredes.∗ Cálculo da flexibilidade

Nas especificações deverá ser efectuada uma transcrição resumida e ordenada das recomendações que o autor

do projecto ache levantes, bem como das prescrições contidas em normas e códigos aplicáveis.

Especificações DetalhadasCada especificação abrange um certo número de serviços e condições de operação semelhantes, para as quaispossam ser economicamente recomendadas as mesmas especificações, tipos e modelos de tubos, válvulas,acessórios e outros materiais.

A mesma especificação poderá incluir um ou mais serviços com o mesmo fluido ou com fluidos diferentes,desde que para todos esses serviços possam ser adoptados os mesmos tipos tubos válvulas e acessórios, quantoao tipo de modelo, materiais de construção, etc. Pode organizar-se por exemplo para cada faixa de pressão etemperatura, uma especificação para água bruta, outra para vapor, outra para condensados, ar comprimido,hidrocarbonetos líquidos, hidrocarbonetos gasosos, etc.

Num projecto não se deve ter um número excessivo de diferentes especificações, pois tal prática complica-o edificulta a compra e o armazenamento de materiais, mas estas também não devem ser insuficientes de talforma que conduza ao fornecimento de material inadequado e de baixa categoria.

Também não deverá apenas uma única especificação, pois esta será organizada para o serviço mais severo,ficando sobredimensionada para os outros serviços.

Na elaboração das especificações o primeiro passo é a listagem de todos os serviços abrangidos pelo projecto,com as suas características completas, as quais devem abranger pelo menos o seguinte:

a) Os fluidos com as suas condições de corrosão e exigências de não contaminação, segurança, etc.

b) Limite máximo e mínimo de pressão e temperatura

c) Limite máximo e mínimo do diâmetro dos tubos

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d) Exigências ou recomendações quanto ao tipo de válvulas, meios de ligação, juntas, etc.Efectuada a listagem é possível agruparem-se os tipos de serviços que podem ser incluídos na mesmaespecificação, isto é, para os quais se possa de uma forma económica recomendar os mesmos materiais, asmesmas espessuras, os mesmos tipos de válvulas, uniões, juntas, etc.

Para a selecção do material devem ser considerados os diversos factores de influência.

Em todas as especificações devem constar pelo menos as seguintes informações:

o Sigla indicativa da especificação.o Classes de fluidos a que se destina.o Faixa de variação de pressões e de temperaturas.o Sobreespessura para corrosão.o Tubos: Especificação de materiais

Normas e processos de fabricoEspessura mínimas a considerar nos diversos diâmetros.Sistemas de ligação adoptados.Juntas recomendadas.

DisposiçãoEspaçamento entre apoios quando apoiados descontinuamente

o Válvulas: Tipos empregados em função da sua função:Isolamento: Adufa

GuilhotinaMacho esférico ou cónicoBorboleta, etc.

Regulação: GloboAgulhaDiafragma

Retenção

Com indicações completas dos materiais de construção do corpo, obturadores, do mecanismo,processos de fabrico, extremidades, classe de pressão, movimentação do veio, etc.o Purgadores de vapor: Tipo

CapacidadeTemperatura e pressãoMateriaisNormas

o Flanges: TipoEspecificação do materialProcesso de fabricoClasse de pressãoFaceamento

o Soldaduras: Tipo de eléctrodosChanfrosProcesso de soldaduraPassos de soldaduraQualificação dos soldadores

o Uniões roiscadas : Tipo de roscaEspecificaçõesClasse de pressãoEspessura do tubo

o Parafusos e porcas: Tipo de parafuso e da porcaNorma de rosca

Diâmetro mínimo e máximoPasso de rosca

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Materiais do parafuso e da porcaDimensõesBinário de aperto

o Juntas: TipoMaterial

EspessuraClasse de pressãoTemperatura de serviçoNorma de furaçãoBinário de apertoDureza

Observa-se que os tipos, materiais, classes de pressão, espessuras, etc. quer dos tubos como das válvulas eacessórios em geral não são os mesmos para toda a série de diâmetros nominais, uma mesma especificação.

As especificações devem conter ainda os critérios do projectista, que deverá fornecer entre outra as seguintesindicações:

• Processos de soldadura e eléctrodos a aplicar

• Tratamentos térmicos para aliviar tensões• Revestimentos superficiais, quer externos quer internos• Tipo de curvas (lisas, gomos, etc), dimensões, raios de curvatura mínimos, normas, ligações, etc.• Tês e derivaçõs.

É comum constar também na especificação a norma adoptada para projecto e cálculo dos tubos para permitir averificação das espessuras recomendadas, assim como as normas dimensionais dos tubos, válvulas e outrosacessórios das redes.

No caso das válvulas é frequente, nas especificações adoptar uma sigla para cada tipo de válvula, e a citação,como exemplo, do nome de um fabricante comercial, quando a válvula seja muito especial e difícil deespecificar, seguida da expressão “equivalente”, para indicar que materiais semelhantes de outros fabricantes

também servem para serem incorporados na empreitada. As sigla adoptadas para as válvulas tais como:VB 2 – Válvula de borboleta nº dois

VC 1 – Válvula de cunha nº um

VG 4 – Válvula de guilhotina nº quatro

Etc.

que devem ter uma ordem lógica, servem não só para indicar de uma forma abreviada a descrição completa daválvula, como também para facilitar a identificação, a requisição e o armazenamento desses materiais.

1.3.4 CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDEESFORÇOS MECÂNICOS

Do ponto de vista de resistência dos materiais, cada troço de tubo deverá ser considerado como um elementomecânico, sujeito a diversas acções, transmitindo os esforços resultantes aos apoios e pontos de fixação.

i ) Pressão interna exercida pelo fluido.

ii ) Pressão exterior, devida aos aterros nos tubos em vala, à camada de água sobre os emissáriossubmarinos, à pressão atmosférica nos tubos em vácuo, etc.

iii ) Peso próprio do tubo e acessórios, isolamentos, válvulas, fluido em circulação e de teste hidrostático.

iv ) Sobrecargas actuantes sobre os tubos tais como:

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Cargas devidas a outros tubosPlataformas e estruturasGelo e neveVeículos no caso dos tubos enterrados em viasOperários, etc.

v ) Acções dinâmicas provenientes do movimento do fluido, ventos, abalos sísmicos

vi ) Dilatações térmicas

vii ) Reacções de juntas de expansão

viii ) Tensões residuais devidas à montagem tais como:Alinhamentos forçadosDesalinhamento e desnivelamentos de suportesEsforços térmicos devidos a soldadurasDesalinhamentos de flanges

ix ) Esforços provocados por bombas, compressores, turbinas, depósitos, etc.

x ) Atrito nos suportes

Todas estas cargas deverão ser limitadas através de medidas adequadas tais como:

Adoptar vãos adequados entre suportes

Colocar todas as cargas concentradas tais como válvulas, derivações, etc. junto aos apoios.

Limitar as sobrecargas

Os tubos em vala devem estar colocados a uma cota tal, que a sobrecarga do terreno não seja excessiva,

nem a carga dos veículos seja praticamente pontual.Introduzir flexibilidade natural ou imposta às redes sujeitas a dilatações.

Colocar guias suportes de rolos, ou placas de deslizamento, para manter os tubos alinhados e reduzir osesforços por atrito.

A instalação deverá ser executada com o máximo cuidado, por operários especializados, de forma areduzirem-se ao mínimo os valores das tensões residuais.

As fundações dos suportes deverão ser bem projectadas para evitar afundamentos.

Em canalizações com velocidades de escoamento do fluido dentro dos limites normais e onde não existamválvulas de fecho rápido, o efeito dinâmico proveniente do movimento do fluido é reduzido não sendo

normalmente considerado.Cada troço de tubo estará sujeito á acção simultânea de vários esforços. Devido á grande variedade de esforçose á complexidade de alguns deles assim como á variedade dos traçados das redes, o cálculo rigoroso da acçãosimultânea de todas as cargas actuantes é difícil e em geral não justificável.

Na prática o cálculo limita-se aos esforços predominantes, considerando-se tensões admissíveis inferiores ásadmitidas pelo material, de forma a serem compensados os esforços não calculados.

Nas redes em que o traçado e respectiva montagem, obedecem às boas regras de construção, os esforçospredominantes são devidos à pressão interna e dilatação. Nos tubos de grande diâmetro submetidos a baixaspressões e temperaturas, em geral é predominante o peso do tubo, fluido e acessórios.

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1.3.5 TENSÕES EXERCIDAS NAS PAREDES DOS TUBOSNo caso geral de um tubo submetido a um conjunto de cargas simultâneas, em cada elemento da parede dotubo ocorrerão três tensões normais e três tensões tangenciais de corte.

As tensões normais são a tensão longitudinal σl, a tensão circunferencial σc e a tensão radial σr.

Figura 1.4.1 - Tensões normais exercidas num elemento da parede de um tuboA tensão longitudinal σ l, que tende a separar longitudinalmente o tubo ao longo de um círculo, integra asseguintes parcelas:

∗ Tensão resultante da pressão

∗ Tensão resultante do momento flector devido às cargas distribuídas e concentradas.

∗ Tensão resultante dos momentos flectores devidos às dilatações térmicas, aos movimentos dossuportes e aos esforços de montagem.

∗ Tensão resultante dos esforços axiaisEstas tensões tanto podem ser de tracção como de compressão.

A tensão circunferencial σc, tende a rasgar o tubo ao longo de uma geratriz, é formada pelas seguintesparcelas:

∗ Tensão resultante da pressão (normalmente a dominante)

∗ Tensão resultante do abaulamento local do tubo devido aos diferentes momentos flectores actuantes.A tensão radial σr é devida exclusivamente á pressão, o seu valor é reduzido e por isso é em geral desprezadonos cálculos.

As tensões de corte actuam em cada um dos planos ortogonais às tensões normais.

As tensões de corte que se desenvolvem no plano perpendicular ao eixo do tubo são devidas aos momentosde torção, o seu valor só é apreciável em traçados que compreendem os três eixos ortogonais, comoconsequência das dilatações térmicas.

As restantes tensões de corte são provenientes dos diferentes momentos flectores que actuam sobre o tubo.

1.3.6 PRESSÃO E TEMPERATURA DE PROJECTO

Conceito Geral

Chamam-se pressão e temperatura de projecto, aos valores da pressão e temperatura considerados para efeitos

de cálculo e projecto dos tubos e das redes. Não devem ser confundidos com a pressão e temperatura deserviço, que são as condições reais de funcionamento das redes. Muitas redes principalmente em instalações

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Temperatura de projectoA temperatura de projecto é a temperatura de serviço correspondente à pressão de projecto. É a temperaturaque deverá ser considerada para efeitos do cálculo da espessura da parede, cálculos das tensões dos tubosresultantes de quaisquer esforços e demais cálculos estruturais.

Para o cálculo das dilatações térmicas, e dos esforços resultantes das mesmas, emprega-se sempre, atemperatura mais elevada que poderá ocorrer na rede memo durante um curto período, não importando o valorda pressão correspondente.

Certos autores de projecto majoram nos seus cálculos a temperatura máxima de serviço em 30º C.

1.3.7 CONDIÇÕES DE SERVIÇO TRANSITÓRIAS No estabelecimento das condições de projecto deverão ser consideradas todas as situações, mesmo astransitórias ou eventuais, a que a rede possa vir a estar sujeita. Pelo que, o autor do projecto deve estudar todasas fases em que a instalação possa operar, com especial incidência nas situações anormais que possamacontecer.

Existem muitas situações transitórias anormais das quais resultam pressões ou temperaturas muito severasrelativamente às condições normais. Entre essas podemos referir:

i ) A interrupção brusca do escoamento de um líquido com origem de um acréscimo pronunciado dapressão, e de depressão com possibilidade de formação de vácuo.

ii ) O arrefecimento de gases contidos no interior da rede que poderão provocar uma queda de pressão emesmo originar vácuo.

iii ) A expansão de um líquido contido numa canalização, devida ao aumento da temperatura, que poderáoriginar pressões muito elevadas, caso o líquido esteja bloqueado e não existam dispositivos de

segurança para alívio de pressão. Esta situação é importante em redes que permanecem sempre cheiasde líquido, mesmo fora de serviço, nessas redes podem surgir pressões perigosas pela simplesexposição ao sol.

iv ) A pressão pode também elevar-se apreciavelmente quando ocorre vaporização anormal de um líquidonuma rede. A vaporização pode ter várias origens tais como o aquecimento excessivo, avaria nosistema de arrefecimento, utilização de líquidos mais voláteis do que o normal, etc.

v ) O congelamento de líquidos no interior dos tubos, poderá provocar um aumento de pressão, que nocaso da água é acompanhada de um aumento de volume, que provoca uma elevada tensão nas paredesdo tubo.

vi ) A descompressão rápida de gases liquefeitos sob pressão provoca uma diminuição acentuada detemperatura, que poderá atingir a temperatura de fragilidade dos aços, no caso do propano líquido porexemplo a temperatura de expansão é de -50º C. A descompressão súbita devida a uma fuga de gás,poderá ser devida a uma ruptura da canalização, a uma abertura de uma válvula de segurança, etc. Atemperatura mais baixa ocorre no orifício de descarga.

Além das situações anormais de funcionamento, devem ser também consideradas todas as circunstâncias,mesmo as eventuais ou transitórias, que possam ocorrer, uma vez que correspondem em geral às condiçõesextremas de temperatura e pressão. Tais podem ser por exemplo:

Colocação em marcha e paragem de sistemas.

Pré aquecimento.

Lavagem e desinfecção com vapor.

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Limpeza química, etc.É necessário, que se tenha bom senso e apoio nas recomendações práticas quando se consideram todas estassituações, porque se por um lado a rede deverá por razões de segurança, estar concebida e dimensionada pararesistir à pior situação que possa ocorrer, por outro lado é antieconómico projectar-se uma rede para umasituação muito improvável de acontecer, embora teoricamente possível, tais como terramotos, furacões, etc.

1.3.8 CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDE

Em função da pressão interior

No cálculo da espessura da parede em função da pressão interior, considera-se um cilindro de paredesdelgadas sujeito a uma pressão interior e deduzem-se teoricamente as expressões para as tensõesdesenvolvidas nas paredes:

= × 2 × = × 4 ×

Em que:

P Pressão interior

e Espessura da parede do tubo

D Diâmetro exterior

σc Tensão circunferencial de tracção que tende a rasgar o cilindro segundo uma geratriz.

σl Tensão longitudinal de tracção que tende a rasgar o cilindro segundo uma linha circunferencial.

Estas equações foram deduzidas para cilindros em que a espessura da parede é muito pequena em relação aodiâmetro e por isso desprezável, considera-se na prática que os resultados são satisfatórios quando o diâmetroexterior é superior a seis vezes a espessura da parede.

De acordo com as equações σc = 2 × σl, isto é, em igualdade de condições, a tensão circunferencial é dupla datensão longitudinal, pelo que se conclui que a tensão circunferencial é a dominante. Se substituirmos o valorda tensão circunferencial σc pelo valor da tensão admissível à temperatura de projecto σT, obtém-se a equaçãoque permite o cálculo da espessura mínima da parede do tubo, necessária para resistir à pressão interior deprojecto:

= × 2 ×

Estas equações quando escritas em função do diâmetro exterior D, em vez do diâmetro médio e sãoconhecidas pelas equações de Barlow da resistência dos materiais.

Como consequência da pressão interior ocorre ainda uma tensão radial σr, cujo valor é sempre inferior ao das

outras duas tensões, e desta forma em geral não se considera.Quando a relação D/e está compreendido entre 4 e 6, recomenda-se a aplicação da equação de Lamé:

= 2 ⟨1 − − + ⟩ Em função da pressão exterior

Os tubos enterrados e os tubos sujeitos à pressão exterior tais como os tubos de vácuo devem ser calculados aocolapso.

A pressão de colapso, isto é, a pressão externa capaz de provocar o colapso do tubo, pode ser calculada pelaequação:

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= 2 × 1 − λ ⟨⟩

Em que:

E módulo de elasticidade do material

λ módulo de Poisson do materialA equação é válida para tubos de secção perfeitamente circular, qualquer pequena ovalização faz diminuirapreciavelmente o valor da pressão de colapso. Por exemplo, uma ovalização da ordem de 1 % diminui o valorda pressão em 25 %. Esse ponto tem de ser tomado em consideração, porque os tubos de fabrico corrente,apresentam frequentemente uma ovalização superior a 1 %.

A espessura e da parede do tubo, deverá ser escolhida de forma a que a pressão a que o tubo esteja submetido,seja inferior à pressão de colapso.

Todos os tubos de paredes muito finas em que D/e > 150, enterrados ou não, devem ser calculados ao colapso,porque podem sofrer esse efeito pela simples acção da pressão atmosférica, se ficarem ainda queacidentalmente, submetidos a vácuo parcial.

1.3.9 NORMAS DE PROJECTOAs normas de projecto foram estabelecidas para padronizar e simplificar os cálculos, assim como garantirem-se as condições mínimas de segurança para operação das redes e canalizações pressurizadas. A observânciadas normas reduz ao mínimo a probabilidade de ocorrência de acidentes graves.

As normas raramente são de seguimento legal obrigatório, mas em geral são exigidas nos cadernos deencargos como requisito mínimo de segurança por quase todos os projectistas e donos de obra.

A extensão dos assuntos abrangidos pelas normas de projecto é muito variável, podendo diferir muito denorma para norma.

As normas poderão incluir não só critérios, fórmulas e detalhes de projecto, como também regras erecomendações para a selecção de materiais, processos de fabrico, montagem, testes e inspecções.

O campo de aplicação das normas é também muito variável vai desde tubos de vácuo, com escoamento emsuperfície livre e submetidos à pressão até pressões de 200 bar. Em geral estão excluídas as tubagensdestinadas a pressões muito elevadas acima de 200 bar, que exigem cuidados especiais de cálculo e de fabrico.

As principais normas de projecto de tubos seguidos em Portugal, são a norma Europeia DIN 2413, as normasdos EUA ANSI B.31 e ASME ( Section VIII Pressure Vessel Code).

Nenhuma norma de projecto destina-se a substituir ou a diminuir a responsabilidade do projectista, quecontinua em qualquer caso, com a responsabilidade integral pelo projecto.

- CÁLCULO SEGUNDO DIN 2413Dimensionamento da espessura da tubagem segundo a norma DIN 2413.

ec - espessura de cálculo

e1 - Tolerância para defeitos de fabrico ( 1 mm DIN 1626 parte 1)

e 2 - Sobre espessura para corrosão ( em geral 1 mm)

A espessura de cálculo devida à tensão circunferencial, determinad-se pela equação estabelecida pela normaDIN 2413 e aplicável a tubos que conduzem fluidos de temperatura inferior a 120º C.

e e e et c= + +1 2

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di - diâmetro interior do tuboPMS - Pressão máxima de serviço

σa - Tensão máxima admissível

k1 - Coeficiente de segurança (k1 = 0,8 considerando as soldaduras realizadas por soldadoresqualificados

k - Tensão de cedência do material á temperatura de projecto conforme a norma DIN 1626

FS - Factor de segurança ≈1,75

CÁLCULO SEGUNDO ASME ( Section VIII Pressure Vessel Code)No dimensionamento da tubagem segundo a norma ASME.

em - espessura mínima em mm

et - Sobreespessura para compensar tolerâncias para defeitos de fabrico ( 1 mm ) e para compensar a

corrosão ( normalmente 1 mm )A espessura de cálculo devida à tensão circunferencial, determina-se pela equação estabelecida pela normaASME para tubos cilíndricos.

= × 2 × × + × +

di = Diâmetro interior do tubo mm

PMS = Pressão máxima de serviço kPa

σa = kN/m2 ( Tensão máxima admissível 1/3 σR )

k = 0,85 coeficiente de segurança para compensar defeitos de soldadura tabela 6.5

Y = 0,4 Tubos de aço ferrítico ou austenítico

ed P

Kci MS

a

= ×

× ×2 1σ

σa

k

FS=

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CÁLCULO DE ACORDO COM A NORMA ANSI B.31

Enquadramento

A norma ANSI.B.31 “American National Standard Code For Pressure Piping”, este código é uma norma geralque abrange muitas classes de tubagens que funcionam sobre pressão dentro e fora de instalações industriais.Inclui prescrições e dados sobre projecto, cálculo de espessuras e de flexibilidade, cálculo de componentesespeciais, escolha e limitação de materiais, de meios de ligações e de acessórios, tensões admissíveis,fabricação, montagem, testes e inspecção de tubulações.

The ASME B31 Code for Pressure Piping consists of a number of individually published Sections, each an AmericanNational Standard, under the direction of ASME Committee B31, Code for Pressure Piping.

Rules for each Section reflect the kinds of piping installations considered during its development, as follows:

B31.1 Power Piping: piping typically found in electric power generating stations, in industrial and institutional plants,

geothermal heating systems, and central and district heating and cooling systems;

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B31.3 Process Piping: piping typically found in petroleum refineries, chemical, pharmaceutical, textile, paper,semiconductor, and cryogenic plants, and related processing plants and terminals;

B31.4 Pipeline Transportation Systems for Liquid Hydrocarbons and Other Liquids: piping transporting products whichare predominately liquid between plants and terminals and within terminals, pumping, regulating, and meteringstations;

B31.5 Refrigeration Piping: piping for refrigerants and secondary coolants;B31.8 Gas Transportation and Distribution Piping Systems: piping transporting products which are predominately gas

between sources and terminals, including compressor, regulating, and metering stations; gas gathering pipelines;

B31.9 Building Services Piping: piping typically found in industrial, institutional, commercial, and public buildings, andin multi-unit residences, which does not require the range of sizes, pressures, and temperatures covered in B31.1;

B31.11 Slurry Transportation Piping Systems: piping transporting aqueous slurries between plants and terminals andwithin terminals, pumping, and regulating stations.

Tensões admissíveisAs diversas secções da norma ANSI.B.31, contêm tabelas que dão para grande número de materiais usuais na

construção de tubos, as tensões admissíveis em função da temperatura, até à temperatura limite de utilizaçãode cada material. Os valores das tabelas são as tensões básicas, que devem ser adoptadas para os esforços detracção de compressão e de flexão, estáticos e permanentes. Para outros tipos de esforços a norma estabelecevariações relativamente às tensões admissíveis básicas tais como:

1 Esforços estáticos e permanentes de corte puro e de torção 80% das tensões básicas admissíveis.

2 Tensões secundárias não permanentes, devidas às dilatações térmicas, valores mais elevados.

3 Esforços transitórios ou eventuais de curta duração. Inclusive provenientes da acção do vento, de testehidroestático e de condições normais de operação. Permitem-se os seguintes acréscimos sobre a tensãoadmissível básica (factores k):

∗ 15% para esforços que actuam até 10 % do tempo, em 24 horas.

∗ 20 % para esforços que actuam até 1 % do tempo em 24 horas.

∗ 33 % para esforços que actuam até 10 horas seguidas, com um máximo de 110 horas num ano.

∗ 20 % para esforços que actuam até 50 horas seguidas, com um máximo de 500 horas por ano.

4 Esforços cíclicos, a norma indica coeficientes de redução f.

f =1 Para redes com menos de 7.000 ciclos de aquecimento e arrefecimento durante a vida útil.

f < 1 Quando o número de ciclos for superior.

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De uma forma resumida, e em alguns casos aproximada, são os seguintes os critérios de estabelecimentodas tensões admissíveis básicas, para tubos de aço.

Aplicações Tensões admissíveis, o menor valor

Centrais de vapor LR/4 LE/1,7 TDF 0,67TDFM 0,8TRF

Redes de ar e gases LR/2,7

Refinarias, instalações petrolíferas e indústrias químicas LR/3 LE/1,7 TDF 0,67TDFM 0,8TRF

Oleodutos LE/1,4

Refrigeração LR/4 LE/1,7

Centrais nucleares LR/3 LE TDF 0,67TDFM 0,8TRFRedes de transporte e distribuição de gases LE/1,1

LR Valor mínimo do limite da tensão de ruptura do material à temperatura de projecto ou á temperaturaambiente se for inferior.

LE Valor mínimo do limite de elasticidade (escoamento) do material à temperatura de projecto ou átemperatura ambiente se for inferior.

TDF Tensão mínima que provoca uma deformação por fluência de 1 %, ao fim de 100.000 horas, átemperatura de projecto.

TDFM Tensão média que provoca uma deformação por fluência de 1 %, ao fim de 100.000 horas, átemperatura de projecto.

TRF Tensão mínima que provoca a ruptura do material, em consequência de uma deformação por fluênciaà temperatura de projecto ao fim de 100.000 horas.

1. A tensão máxima devida à pressão interna ou externa σp,max não deverá ultrapassar a tensão admissívelbásica do material à temperatura de projecto σT, em que σp,max ≤ σT. A tensão máxima devida á pressão éa tensão circunferencial.

2. A soma de todas as tensões longitudinais provenientes da pressão, peso próprio, sobrecargas e quaisqueroutros esforços permanentes (exceptuam-se as tensões secundárias), deverá ser inferior à tensãoadmissível do material á temperatura de projecto.

Σσl ≤ σT

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3. A soma de todas as tensões longitudinais decorrentes de todos os esforços permanentes com excepção dastensões secundárias, deve ser inferior á tensão admissível do material à temperatura de projecto,multiplicada pelo factor k de acréscimo.

Σσl ≤ k × σT

4. A tensão combinada σcomb resultante das diversas tensões secundárias devidas a dilatações, movimentos,etc deverá ser inferior ao valor da tensão permitida σa (allowable stress range) calculada pela expressão:

σa = f × (1,25 × σt + 0,25 × σT)

f factor de redução para serviços cíclicos.σt Tensão admissível do material á temperatura mínima de projecto.σT Tensão admissível do material á temperatura máxima de projecto.

Os valores de f, σt e σT podem ser extraídos das tabelas incluídas na norma.

Devemos ter portanto:

σcomb ≤ σa

Quando Σσl ≤ σT, poderá aumentar-se o valor de σa para:

σa = f × (1,25 × (σt + σT) - Σσl)Como se poderá concluir, para o mesmo material e nas mesmas condições, ter-se-á quase sempre σa > σT, istoé, o limite adoptado pela norma para as tensões secundárias é quase sempre apreciavelmente superior do que oadoptado para as demais tensões, devido ao fenómeno de relaxamento espontâneo.

Os cálculos devem ser efectuados em separado. Não há necessidade de se calcular a resultante da acçãocombinada de todos os esforços, porque as tensões admissíveis das tabelas foram estabelecidas considerandoesta simplificação. Pelo texto da norma, esse critério de cálculo aplica-se a todos os materiais metálicos,

dúcteis ou não dúcteis, a compensação para a diferença de comportamento dessas duas classes de materiais jáestá considerada nos valores das tensões admissíveis das tabelas.

No caso particular das canalizações em centrais nucleares, exige-se o cálculo rigoroso de todas as tensões pelateoria da elasticidade, com o emprego do método analítico geral, cujo estudo está fora do âmbito desta cadeira.

Para os tubos incluídos nas redes de ar comprimido, distribuição de gases e oleodutos, a norma obriga apenasao primeiro cálculo, isto é, ao cálculo da tensão máxima devida à pressão. Os outros cálculos podem serdispensados quando as redes forem enterradas e operarem com temperaturas próximas das do ambiente.

Nos casos das redes sujeitas a esforços consideráveis, tais como as que operam com pressões superiores a 200bar, excessivamente rígidas ou com diâmetros muito grandes, é necessário efectuar-se o cálculo rigoroso dastensões combinadas, apesar das normas não o obrigarem.

Cálculo da espessura

A norma estabelece para o cálculo da espessura mínima de tubos sujeitos à pressão interna, as equações abaixoque são equivalentes entre si, e foram derivadas das equações teóricas de Barlow.

Estas equações são válidas para tubos com uma relação D/e > 4.

= × 2 × ⟨ × + × ⟩ + ! "# = × 2 × ⟨ × + × − ⟩ + !

Em que:

P Pressão interior

D Diâmetro exteriord Diâmetro interior

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σT Tensão admissível do material à temperatura de projecto

ε Eficiência da soldadura no caso dos tubos com costura soldada.

ε = 1 Tubos sem costura, ou com costura por soldadura de topo a topo, totalmenteradiografada.

ε = 0,9 Tubos com costura por soldadura de topo a topo, parcialmente radiografada.

ε = 0,85 Idem sem radiografada, com soldadura pelos dois lados da costura.

ε = 0,8 Idem sem radiografada, com soldadura por um dos lados da costura.

Y Coeficiente de redução de acordo com o material do tubo e a temperatura de projecto.

Y = 0,4 Tubos de aço carbono com temperaturas até 480º C

Y = 0 Para tubos de ferro fundido

C Somatório das sobreespessuras para corrosão, e abertura de roscas e de chanfros.

Notas:

i ) As equações, embora sejam empíricas, podem ser utilizadas com qualquer sistema de unidades, desdeque seja homogéneo.

ii ) A norma recomenda a utilização destas equações para todas as classes de redes de distribuição defluidos submetidas à pressão interna.

iii ) Excluem-se deste tipo de cálculo as redes enterradas de baixa pressão igual ou inferior a 3 bar, paracondução de água, gás, esgotos, etc. que podem ser calculados pelas equações teóricas.

iv ) Estas equações também podem ser aplicadas para tubos em troços curvos, desde que a ovalização ou oadelgaçamento das paredes resultante do processo de encurvamento, não seja superior a 8 % dodiâmetro e da espessura das paredes, respectivamente.

v ) Esta norma permite o cálculo dos tubos pela equação de Lamé, desde que a relação D/e seja superior a4.

vi ) A sobreespessura a considerar para efeitos de corrosão e erosão depende do material do tubo, danatureza do serviço e da vida útil da rede. Em geral considera-se uma sobreespessura da ordem de 1,2

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mm para uma vida útil compreendida entre 10 e 15 anos e para tubos de aço carbono ou de aços debaixa liga.

vii ) A sobreespessura para a abertura de rosca, ou para superfícies trabalhadas ao torno, deve ter o valor daprofundidade da rosca ou do chanfro. Quando não é especificado outro valor, considera-se 0,4 mm

A tolerância das paredes dos tubos de acordo com o processo de fabrico, varia com o material, o processo defabrico e o fabricante, para tubos de aço sem costura esse valor é ± 12,5 % da espessura nominal.

Para se considerar esta tolerância da variação de espessura da parede dos tubos devida ao processo de fabricoutiliza-se a equação para se determinar a espessura mínima da parede do tubo:

= 1$12% & 2' + ( + !)

Para se calcular a tensão máxima σmax a que está submetido um tubo com uma espessura e quando sujeito àpressão interior P, a equação anterior toma a forma:

* = 1$12% + '2$2%! −2(,

2' −1$12%!(

1.3.10 CÁLCULO DO AFASTAMENTO ENTRE APOIOSO dimensionamento do vão máximo admissível entre suportes, efectua-se considerando que o tubo funcionacomo uma viga sujeita a várias hipóteses de carga. As fórmulas de cálculo dependem dos tipos de apoio, vigacontínua, simplesmente apoiada, encastrada, etc. e do tipo de carga, tal como: uniformemente distribuída,concentrada, etc.

Nos cálculos considera-se em geral o tubo como uma viga contínua, simplesmente apoiada em múltiplosapoios equdistantes. Nessa hipótese a tensão máxima ocorrerá na secção de apoio. O valor das tensão máxima

determina-se por:

- = .1/ × 0* × × . + 2'3 + (5 678

Com: L vão entre apoios em m

q carga distribuída em N/m (peso próprio do tubo e do líquido)

Q carga concentrada a meio vão NW sobrecarga N

ix momento resistente da secção transversal do tubo m3.

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O valor da tensão obtido é um valor intermédio entre o da tensão máxima de uma viga simplesmente apoiada eo de uma biencastrada.

Vãos para tubos correntes sem cargas adicionais estão indicados na tabela.

A tensão admissível para os esforços provenientes de cargas adicionais deverá ser reduzida da ordem de34.500 kPa para tubos de aço carbono, porque as paredes dos tubos são solicitadas simultaneamente por outrosesforços, frequentemente mais importantes.

O vão entre suportes é limitado também pelo valor da flecha máxima a meio vão. Estas são limitadas para:

1. Tornar a frequência natural de vibração bastante elevada, para evitar que pequenas causas deperturbação possam originar vibrações de amplitude elevada.

2. Evitar a formação de bolsas de líquido difíceis de drenar.O valor da flecha máxima resultante das cargas determina-se por:

9 = /$/24 × . × : 3 + ; + × .4 ,

Com: δ = flecha máxima em m

E = módulo de elasticidade em N/m2

I = momento de inércia m4.

A flecha determinada corresponde a um valor intermédio entre a resultante de uma viga simplesmente apoiadae de uma com as duas extremidades encastradas.

Valores máximos recomendados para as flechas:

Áreas de processo: Tubos com diâmetros de 80 mm e inferiores δ = 0,5 cm

Tubos com diâmetros superiores δ = 1,0 cm

No exterior de áreas de processo δ = 2,5 cm

Canalizações longas fora das instalações industriais δ = 3,5 cm

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1.5. TUBOS DE FERRO FUNDIDO

1.5.1 GERAL

Os três grandes produtos siderúrgicos de base, ferro ou aço extra macio, aço e ferro fundido são formadosessencialmente por ferro e carbono.

A sua diferença consiste na quantidade de carbono que contêm:

⇒ O ferro contém entre 0 e 0,10 %.⇒ O aço 0,10 a 1,50 %⇒ O ferro fundido de 2,20 a 4,00 %.

Durante a solidificação do aço o carbono permanece combinado com o ferro. No caso do ferro fundido separa-se da massa metálica e apresenta-se sob a forma de múltiplas palhetas de grafite uniformemente distribuídas.

É a grafite que confere ao ferro fundido as suas qualidades tradicionais:

o Capacidade de ser trabalhado

o Capacidade de ser maquinado

o Resistência ao desgaste por atrito graças à acção lubrificante da grafite

o Grande capacidade de amortecimento das vibrações.

1.5.2 FERRO FUNDIDO CINZENTO Nos ferros fundidos cinzentos a grafite apresenta-se sob a forma de lamelas, daí o seu nome metalúrgico de

ferro fundido de grafite lamelar. Cada uma das lamelas de grafite pode, debaixo de uma concentração deesforços anormais em determinados pontos, originar uma fissura.

Ferro fundido cinzento, Fe + 3,2 % C + 2,5 % Si em peso, contem lamelas de grafite numa matriz perlítica.

Os metalúrgicos têm investigado de forma a diminuir ou a suprimir este efeito, actuando sobre a espessura daslamelas e na sua deposição.

A centrifugação permite obterem-se lamelas muito finas, que aumentam sensivelmente as qualidadesmecânicas do ferro fundido.

Os tubos de ferro fundido cinzento são utilizados para o transporte de água, gás, água salgada, águas residuais,em serviços de baixa pressão, temperatura ambiente, e aonde não ocorrem grandes esforços mecânicos.Caracterizam-se pela sua boa resistência à corrosão, nomeadamente á corrosão do solo, e pela sua longa

duração, a rede de rega do palácio de Versalhes ainda se encontra em funcionamento. Fabricam-se comdiâmetros compreendidos entre 50 e 600 mm, com extremidades lisas, de ponta e bolsa e com flangesintegrais. São testados para pressões até 30 bar.

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1.5.3 TUBOS DE FERRO FUNDIDO DÚCTIL

Processo de fabrico

Material

Um passo decisivo foi dado em 1948, quando devido às investigações permitiu obter-se um ferro fundido comgrafite esferoidal, que se tornou conhecido por ferro fundido dúctil.

A grafite deixou de estar disposta em lamelas mas disseminada na forma esférica, em que as linhas depropagação das possíveis rupturas foram eliminadas. A cristalização da grafite sob a forma de esferas deve-seá introdução no ferro de uma determinada quantidade de magnésio.

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Figura 1.7.1 - Micrografia do ferro fundido dúctil

O ferro fundido dúctil é tão rico em grafite como o ferro fundido cinzento, é fundido nos mesmos alto fornos,vazado nos mesmos recipientes, moldes centrífugos e estáticos. Pelo que o ferro fundido dúctil conserva assuas propriedades tradicionais e acumula três novas características mecânicas notáveis:

• Resistência á tracção e aos choques.

• Aumento do alongamento

• Elevado limite elástico.

Devido às suas propriedades mecânicas, o ferro fundido dúctil apresenta um comportamento compreendido

entre os dos materiais flexíveis e os rígidos. As suas características mecânicas oferecem as vantagens dos doistipos. Ao contrário do ferro fundido cinzento o ferro fundido dúctil é maleável. Quando submetido a forçaspontuais excessivas, devidas a factores interiores ou exteriores, deforma-se sem se romper.

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Figura 1.7.7 - Obra de implantação de uma conduta de FFD

ÂNGULOS DE INFLEXÃO DAS LIGAÇÕES PONTA E BOLSA

As ligações ponta e bolsa dos tubos de FFD, permitem ângulos de desalinhamento longitudinal da ordem de4º, que possibilitam realizar curvaturas e correcções de perfis sem o recurso a curvas, o que facilita ainstalação e a compensação dos movimentos do terreno.

RESISTÊNCIA MECÂNICA

O excelente comportamento mecânico das condutas formadas por tubos de ferro fundido dúctil, permite-lhesresistir a fortes cargas mecânicas (peso do terreno, tráfego rodoviário, assentamentos ou pequenos movimentosdo terreno, cargas pontuais imprevistas, etc,), é explicada pelas seguintes três características:

i) A maleabilidade do material

A maleabilidade do ferro fundido dúctil estende-se até à zona elástica e oferece uma elevada capacidade deabsorção de energia.

ii) A flexibilidade das ligações

A flexibilidade das ligações com juntas em elastómeros, permite à conduta de acompanhar os pequenosmovimentos do terreno sem concentrar as cargas sobre os tubos.

iii) Grandes coeficientes de segurança

Os elevados coeficiente de segurança, são a regra para o cálculo da espessura da parede dos tubos e dosacessórios.

C ÁLCULO DA PRESSÃO DE FUNCIONAMENTO

A pressão de funcionamento admissível (PFA) é determinada de acordo com a norma EN 545

< = >??@" >#AB#>C DEFD#FCC!?

Donde:

< = 2/ G8

!?

Com: PFA = Pressão de funcionamento admissível em bare = Espessura da parede do FFD em mm

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Figura 1.7.14 - Processo de revestimento interior com argamassa de cimento

A cura do cimento é necessária (temperatura/tempo) para conferir-se ao cimento, as suas propriedades

REVESTIMENTO COM POLIURETANO

A superfície interior a revestir é escovada para ser retirada a calamina e é posteriormente limpa por jacto deareia. Os tubos devidamente limpos são aquecidos á temperatura em que é aplicado o revestimento numa únicaoperação, a espessura do revestimento é de 1,5 mm. A massa do poliuretano é espalhada, comprimido e ligadoà superfície do tubo por processos de centrifugação. A aderência do revestimento às paredes dos tubos é muito

forte.

Figura 1.7.15 - Revestimento com poliuretano

PROPRIEDADES DO REVESTIMENTO DE POLIURETANO

O revestimento é liso e isento de solventes, perfeitamente higiénico, e impede as incrustações. A sua superfícieé extremamente lisa (rugosidade 0,01 mm) pelo que tem um excelente comportamento hidráulico. A

elasticidade do poliuretano permite que o revestimento permaneça intacto mesmo após a deformação do tubo.

Normalização dos tubos de FFD

Norma EN 545

Tubos, e acessórios em ferro fundido dúctil et suas montagens para canalizações de água – Prescrições emétodos de ensaio.

Data de publicação da norma: 2002-09

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1.6.2 COBRE E SUAS LIGAS

Introdução

Como principais veriedades deste tipo de tubos, temos os tubos de cobre puro, latões e ligas de cupro-níquel.

Apresentam excelente resistência á oxidação e ao ataque dos agentes atmosféricos, da água incluindo a águasalgada, alcalis, ácidos diluídos, diversos compostos orgânicos e fluidos corrosivos. As ligas de cobre estãosujeitas a corrosão severa quando estão sujeitas à tensão na presença de amónia, aminas e outros compostosnitratos.

Tabela 1.8.1 – Tabela de corrosão do cobre

Podem ser utilizados em serviço permanente com temperaturas compreendidas entre -180º C até 200º C, peloque são muito utilizados em criogenia e redes de fluidos medicinais, cloro, etc.

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Acima de tudo a mais evidente é a disponibilidade dos tubos de cobre em três estados físicos, recozido, semi-duro e encruado, facilmente reconhecidos devido á forma de fornecimento, os tubos recozidos sãocomercializados em rolos e o encruado em varas.

O estado físico define a características mecânicas dos tubos, carga de rotura, alongamento, etc. quedeterminam em termos práticos , a resistência à pressão interior, a plasticidade e como consequência a

deformabilidade a frio.A comprovação do estado físico é realizada através provas de tracção e do valor mínimo garantido da tabela 4dos anexos “Normativa e legislazione”.

O tubo recozido como se deduz do valor do alongamento, é dotado de uma elevada deformabilidade que tornapossível a sua curvatura, com uma máquina manual até ao diâmetro de 22 × 1,5 mm, nos tubos encruadospodem realizar-se curvas manuais até ao calibre 16 × 1,0 mm.

Figura 1.8.3 - Máquina manual de curvar tubos

A capacidade de curvar os tubos permanece boa mesmo para dimensões superiores, em que uma máquinahidráulica de accionamento manual permite resolver a maioria dos casos correntes, em que a utilização demáquinas motorizadas só é necessária para os grandes diâmetros.

Devido à sua plasticidade os tubos de cobre podem aplicar-se em situações muito sinuosas, tais como nos

edifícios antigos, serpentinas de painéis e pavimentos radiantes e equipamentos térmicos.A plasticidade do tubo de cobre, entretanto, vem em detrimento da resistência mecânica, apesar da resistênciados tubos de cobre à pressão interior permanecer ainda muito elevada relativamente aos materiais alternativos.

Estes tubos são fornecidos em varas com os comprimentos de 3, 5 e 7 m por facilidade de transporte e embobines de 25, 50 e 100 m limitadas pelo peso. No caso de fornecimento industrial a bobines poderão tercomprimentos muito superiores.

Figura 1.8.4 - Parede radiante de baixa inércia térmica com circuito de água quente.

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São tubos lisos com uma rugosidade absoluta da superfície interior da ordem de 0,0015 mm. Devido a teremsuperfícies lisas estes tubos são praticamente insensíveis aos fenómenos de incrustações provocadas pordepósitos calcários.

Cálculo da pressão de serviço

Numerosos testes práticos levaram a resultados quase constantes e que podem ser avaliados analiticamente porequações de cálculo. A fórmula utilizada internacionalmente é:

= 2$/4 × × H

P Pressão admissível em MPa

σ Tensão admissível MPa tabela 4.2 anexo.

e espessura em mm

De diâmetro exterior

A única diferença que decorre do método de cálculo adoptado, entre as numerosas normas quer europeias queramericanas, consiste em escolher a solicitação a ser considerada. Existem para esse efeito duas escolas depensamento.

Primeira ASTM B 111 M

Esta norma adopta como solicitação a carga de rotura mínima garantida (tabela 4.2). Do cálculo obtém-se ovalor da pressão de rotura, que dividida por um coeficiente de segurança de 4 dá-nos a pressão de serviçomáxima admissível.

Segunda UNI 7773/1Introduz directamente uma solicitação admissível que se determina como 2/3 da carga correspondente aolimite de deformação permanente.

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Tabela 1.8.3 - Tubo Recozido EN 1057

Diâmetro exterior Espessura Pressão ruptura Pressão serviço MPa Conteúdo

De (mm) e (mm) MPa ASTM UNI Litros/m

6 1 74,8 18,70 15,64 0,0126

8 1 56,1 14,03 11,73 0,0283

10 1 44,88 11,22 9,38 0,0503

12 1 37,40 9,35 7,82 0,0785

14 1 32,06 8,02 6,70 0,1131

15 1 29,92 7,48 6,26 0,1327

16 1 28,05 7,01 5,87 0,1539

18 1 24,93 6,23 5,21 0,201

22 1 20,40 5,10 4,27 0,3142

28 1 16,03 4,01 3,35 0,5309

35 1,2 15,39 3,85 5,22 0,8347

42 1,2 12,82 3,21 2,68 1,2316

22 1,5 30,60 7,65 6,40 0,2835

28 1,5 24,04 6,01 5,03 0,4909

35 1,5 19,23 4,81 4,02 0,8042

42 1,5 16,03 4,01 3,35 1,1946

54 1,5 12,47 3,12 2,61 2,042854 2,0 16,62 4,16 3,48 1,9635

Carga de ruptura mínima garantida = 220 MPa (N/mm2)

Limite de deformação permanente = 69 MPa

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Figura 1.9.2 - Família de tubos de vidro

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Figura 1.10.7 - Tubos de silicone para aplicações em medicina

1.8.7 TUBOS DE VITON

São tubos fabricados num flúor elastómero com uma resistência ao calor extraordinária e a combustíveis

cáusticos e a uma grande variedade de agentes químicos.

1.9. TUBOS DE PLÁSTICO

1.9.1 GENERALIDADES Os materiais plásticos sintéticos são actualmente o grupo mais importante dos materiais não metálicosutilizados em redes de distribuição de fluidos, substituindo a partir da década iniciada em 1980 os materiais

tradicionais, devido ao seu menor custo e ao seu aperfeiçoamento constante.De um modo geral os plásticos apresentam as seguintes características:

• São leves, com uma densidade compreendida entre 0,9 e 2,2.

• Muito resistentes á corrosão.

• Paredes lisas com um baixo coeficiente de atrito.

• Facilmente manuseáveis e trabalháveis

• Baixa condutibilidade térmica e eléctrica

• Cor própria e duradoura com dispensa de pinturas de protecção e acabamento

• Boa aparência

• Código de cores proveniente de fábrica para identificação das canalizações

• Fraca resistência ao calor, temperaturas de serviço reduzidas.

• Reduzida resistência mecânica, o limite da resistência à tracção é da ordem de 15 a 100 MPa para amaior parte dos plásticos.

• Pouca estabilidade dimensional, estão sujeitos á deformação por fluência para qualquer valor datemperatura.

• Elevado coeficiente de dilatação, podendo atingir valores 15 vezes superiores aos do aço.

• Alguns plásticos são combustíveis.

Os plásticos dividem-se em dois grandes grupos, os termoplásticos e os plásticos termoestáveis.

Os termoplásticos amolecem com aplicação de calor, antes de sofrerem qualquer decomposição química, poressa razão podem ser repetidamente amolecidos, moldados e reempregados.

Os plásticos termoestáveis, não podem ser conformados pelo calor.

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1.9.3 TUBOS DE PVC-C

O PVC-C (Cholorinated Polyvinyl Chloride) é um PVC modificado, com uma tracção adicional sob elevadatemperatura, que provoca uma orientação da estrutura molecular, alongando-a, que melhora substancialmenteas propriedades do PVC, aumenta a sua resistência mecânica e química, a temperatura de serviço é maiselevada que a do PVC assim como a durabilidade.

O seu peso diminuto, devido a possuir uma parede mais fina do que os tubos de PVC para a mesma classe depressão e de resistência mecânica, tornam-no num tubo ideal para árduas condições de operação,nomeadamente solos e líquidos agressivos

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Figura 1.11.11 - Aplicação de tubos de PEAD

Figura 1.11.12 - Tubo de PEAD, com marcação para utilização em rede pública de distribuição de gás.

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1.9.6 TUBOS DE POLIETILENO RETICULADO (PEX)

Caracterização

O Polietileno é um dos mais importantes termoplásticos mas contudo é um dos materiais de maior restriçãoem muitas aplicações por apresentar baixo ponto de fusão, tendência de as trincas propagarem-se quandotencionado e oferecer uma baixa resistência à acção dos hidrocarbonetos. Num esforço para lidar com essasdesvantagens desenvolveu-se o polietileno reticulado

A reticulação define-se como um processo que altera a estrutura química de tal forma que as cadeias dopolímero são ligadas umas ás outras para formarem uma rede tridimensional por meio de uniões químicas.

Figura 1.11.14 - Estrutura química das moléculas de PEXA promoção de ligações cruzadas é uma maneira de se modificar as características dos polímeros, visto que areticulação dificulta a fusão e o escoamento quando aquecido. Assim, através da reticulação, o polímero semi-cristalino exibirá propriedades mecânicas de termoplásticos abaixo da temperatura de fusão Tm, e de borrachaacima desta Temperatura, aumentando a sua viscosidade na forma fundida, a resistência à deformação e aresistência ao aparecimento e propagação de trincas.

O polietileno reticulado emprega-se em tubulações de água quente, isolamento de cabos eléctricos, gás e etc.Recentemente, o seu emprego estendeu-se à indústria de petróleo e gás, principalmente no sector detubulações flexíveis, visto ser um material de custo relativamente baixo e apresentar uma boa resistência

química e mecânica.Existem vários caminhos que podem levar a formação de ligações cruzadas em polímeros termoplásticos taiscomo radiação, adição de peróxido e a utilização de organo-silanos.

O método de peróxido cumpre a norma EN ISSO 15785/DIN 4726/DIN 1689, este método de fabrico conferea máxima flexibilidade às tubagens em polietileno reticulado, sem afectar a sua resistência mecânica.

De acordo com a norma Europeia EN 1264-4 os tubos devem incluir uma barreira anti-difusão de oxigénio.Esta barreira é composta por uma fina película de etil-vinil-álcool que é aplicada sobre a base do tubo, que temcomo função impedir o ingresso do oxigénio, evitando a oxidação das peças metálicas

O processo envolvendo silano ocorre em duas etapas. A primeira etapa consiste na incorporação de umorgano-silano a cadeia principal do polímero usando peróxido como iniciador. Na segunda etapa o polímero é

reticulado por exposição à umidade. A reação de reticulação envolve a hidrólise dos grupamentos alcóxi com a

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húmidade, seguida da condensação dos agrupamentos hidroxila para a formação das ligações siloxano comomostrado na figura. As duas etapas podem ocorrer simultaneamente, dependendo do processo.

Figura 1.11.15 - Cadeia química do polietileno reticuladoEste método tem ganho especial relevo para o fabrico destes tubos, devido à sua flexibilidade de processo.

Figura 1.11.16 - Aplicação de tubo de PEX em camisa de protecção

Figura 1.11.17 - Pormenores de aplicação do tubo PEX em instalações prediais

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Figura 1.11.21 - Tubo de polietileno pré isolado numa rede de recirculação de água gelada na Arábia Saudita

1.9.8 POLIPROPILENO (PP-H)O polipropileno PP-H ou simplesmente PP (homopolímero) é uma poliolefina fabricada a partir do propilenogasoso. Tem um grande relacionamento com o polietileno, retendo todas as boas propriedades do PEAD eexcendendo-o com:

∗ Menor densidade

∗ Elevada resistência aos ataques químicos

∗ Bom comportamento com temperatura elevada

∗ Período de vida útil longo

O polipropileno condiciona a disposição específica da matéria prima e das inúmeras ramificações em cadeiamolecular que se entrcruzam com o característico e isostático grupo do metilo que confere ao material umaelevada resistência e plasticidade através da parte cristalina disponível (60 a 70 %).

Figura 1.11.22 - Estrutura molecular do PP-H

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Figura 1.11.24 - Emissário submarino da baia de Biscaia

Figura 1.11.25 - Instalação no interior de edifícios

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Figura 1.11.29 - União para tubos de PRFV

Resistência à corrosãoA resina e a fibra de vidro, formam um material compósito com grande resistência a corrosão. Devido a estacaracterística, os tubos de PRFV têm um baixo custo de implantação, pois não é necessário aplicar-se qualquertipo de medida para protecção contra a corrosão ou revestimento, tal como protecção catódica, aplicação demantas plásticas, galvanização, pinturas entre outros.

Figura 1.11.30 - Aplicação de tubos de PRFV para interligação de reactores na indústria química

Rugosidade e resistência à abrasãoA superfície interna dos tubos apresenta uma baixa rugosidade e apresentam uma excelente resistência àabrasão, podendo ser aplicados para velocidades médias de escoamento de até 3 m/s para água muito turva eaté 4 m/s para água limpa. A baixa rugosidade se mantém-se constante ao longo do tempo, reduzindo os custosde implantação, operação e manutenção.

Na tabela podem comparar-se os coeficientes C de Hazen-Williams do PRFV e dos tubos de aço.

A baixa rugosidade e a resistência à corrosão impedem a formação de incrustações devido à precipitaçãocalcária (água dura). Consequentemente, o diâmetro interno permanece constante durante toda a vida útil dotubo.

Resistência aos raios UV e às intempéries:

A superfície externa de acabamento confere aos tubos excelente resistência às intempéries, podendo osmesmos ser utilizados em instalações aéreas (expostas ao sol).

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Facilidade de montagem

O sentido do fluxo poderá ser em qualquer direcção, pois a perda de carga é igual em ambos os sentidos deescoamento do fluido, o que facilita a montagem dos tubos em obra, uma vez que não há necessidade deinversão das pontas / bolsas. Esta característica traduz-se num menor tempo de execução da obra econsequentemente menor custo de implantação.

Figura 1.11.31 - Montagem aérea num desumidificador industrial

LevezaTubos em materiais compósitos resultam num produto final leve. Esta característica proporciona custos detransporte reduzidos, manuseio assim como montagem fáceis, não é necessária a utilização na obra deequipamentos de elevação e transporte de grande porte.

Montagem em valaOs tubos montados em vala, requerem uma compactação perfeita do material de enchimento, para o efeitorecomenda-se a utilização de técnicas apropriadas tais como a rega entre camadas.

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O polisulfone tem uma elevada resistência mecânica ao esmagamento, permitindo o seu uso quando submetidoa elevadas pressões.

O polisulfone permite um fácil fabrico de membranas, em que é necessária a reprodução das suas propriedadese o controlo do tamanho dos poros. Tais membranas aplicam-se em hemodiálise, recuperação de águasresiduais por osmose, indústria alimentar e de processamento de bebidas e para separação de gás.

Pode ser reforçado com fibras de vidro. O material compósito resultante tem o dobro da resistência à tracção eo triplo do modulus.

Este tipo de plástico pode ser utilizado em acessórios certificados pela FDA (Food and Drug Administration).Tais como aplicações em medicina, e indústria alimentar.

Possui a mais elevada temperatura de serviço entre todos os termoplásticos processáveis por fusão. Éresistente a elevadas temperaturas devido ao seu papel natural de retardamento à chama, sem comprometer aresistência à tensão que em geral acontece quando se incorporam agentes para retardarem a chama. A suaelevada estabilidade à hidrolise permite a sua aplicação em medicina, quando é requerida a esterilização emautoclave ou por vapor. Apresenta uma baixa resistência a alguns solventes e deteriora-se quando exposto aotempo esta instabilidade poderá ser ultrapassada adicionando outros materiais ao polímero.

TubosOs tubos são fabricados por extrusão deste termoplástico semi-transparente, de cor ambar com excelentespropriedades de resistência eléctrica e química, as quais permitem satisfazer muitas utilizações para elevadastemperaturas e em ambientes muito exigentes.

DimensõesDiâmetros desde 3 mm até 200 mm

Espessuras de parede a partir de 0,025 mm até paredes espessas.

UtilizaçãoEntre as principais aplicações dos tubos de Polisulfone podem referir-se:

∗ Sistemas de filtração∗ Transporte de alimentos e bebidas∗ Aplicações médicas

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Figura 4 - Selantes

Pastas nãoendurecíveis

ou fitas

Cintas dePTFE, até28 mm e250º C

Pastasespeciais

Algodão decobre e óleoresistente ao

calor

Estopa comzarcão

Estopa

Àgua potável R A R

Água quente R A A R

Gás combustível R A A

Ar comprimido R A A R

Gases industriais R R

Oxigénio R

Vapor até 150º C R R

Vapor até 300º C R

Fuel, gasóleo,gasolina, petróleo

até 80ª CR A A

Óleos até 200º C R R

R – Recomendado A – Aceitável

Podem utilizar-se uniões roscadas em tubos de aço-carbono, aço liga, ferro fundido dúctil, PVC, plásticos,

vidro e porcelana, sendo o diâmetro de 50 mm, o limite prático de utilização.

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Figura 2.2.3 Soldadura de encaixe

Para tubos de plástico aplica-se soldadura por aquecimento das partes em contacto por intermédio de umaresistência eléctrica incorporada nos acessórios, ou soldadura química em que se utiliza um solventeapropriado ao tipo de plástico.

As normas recomendam a não utilização deste tipo de união em serviços de elevada corrosão ou erosão.

Brasagem

As uniões por brasagem são usadas em geral no caso da ligação de tubos metálicos não ferrosos, cobre, latão,

cromo-níquel, chumbo e suas ligas.

A solda a aplicar é de material diferente do tubo, utilizam-se geralmente ligas especiais de baixo ponto defusão.

Existem duas variantes principais:

- Soldadura sobreposta ( Lap-weld)

- Soldadura de encaixe ( Socket-weld)

Na soldadura sobreposta, empregue principalmente em tubos de cobre, uma das extremidades do tubo é

alargada por intermédio de ferramenta especial e aí é introduzida a extremidade do outro tubo ou do acessórioa ligar, dando-se por fim a soldadura por brasagem com um maçarico de chama, conforme figura 2.3.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

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Tabela 2.2.4 - Temperatura e pressão máxima para brasagem forte

Temperaturamáxima

º C

Pressão máxima em bar

De 6 mm até 34 mmSuperior a 34 mm até

54 mmSuperior a 54 mm até

108 mmSuperior a 108 mm até

159 mm

30 25 25 16 5

65 25 16 16 3

110 16 10 10 2

1.10.4 SOLDADURA QUÍMICA

As soldaduras químicas servem para unir tubos de plástico entre si e a acessórios, em que as superfícies a ligarsão preparadas por uma limpeza prévia, seguida da passagem de uma lixa para tornar as superfícies ásperasque são impregnadas com solventes ou colas especiais, que dissolvem localmente o material que serápressionado para posteriormente sofrerem um processo de cura, garantindo a soldadura entre as duas peças.

1.10.5 LIGAÇÕES FLANGEADAS

GeneralidadesUma ligação flangeada é constituída por duas flanges, um jogo de parafusos com porca e uma junta devedação. Caracterizam-se pela facilidade e precisão de montagem, mas apresentam um custo apreciável, portal motivo aplicam-se regra geral para tubos de diâmetro superior a 50 mm, para tubos de aço, ferro fundido,metais não ferrosos, plásticos e locais em que é exigida uma ligação facilmente desmontável, tais como:

⇒ Ligação da tubagem a compressores, arrefecedores de água, bombas, tanques, turbinas, válvulas,purgadores, colectores, etc.

⇒ Ligação de tubos em aço e ferro fundido que possuam revestimento interno anti-corrosivo porquepermite a perfeita continuidade do revestimento desde que este seja estendido ás faces das flanges.

As ligações flangeadas devem ser circunscritas aos pontos necessários para montagem e desmontagem desecções, porque estas ligações estão sempre sujeitas a possíveis vazamentos, são caras, pesadas e volumosas.

As flanges poderão ser integrais, isto é, fundidas ou forjadas juntamente com os tubos ou equipamentos, casosde tubos de ferro fundido, válvulas, bombas compressores, turbinas e outros equipamentos. Poderão serindependentes fixando-se aos tubos por rosca, soldadura ou simples aperto entre flanges.

Apesar das normas DIN E ANSI abrangerem os diâmetros a partir de 10 mm, este tipo de uniões regra geralaplica-se a partir do diâmetro de 50 mm.

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Juntas metálicas folheadasAs juntas metálicas folheadas são constituídas por uma chapa de aço-carbono, aço-liga, aço inoxidável ouMonel, plana o corrugada com alma fabricada em material macio. A espessura da junta varia entre 1,5 mm e 3mm, são utilizadas para flanges com ressalto com serviços de altas pressões e temperaturas.

Juntas metálicas maciçasAs juntas metálicas maciças apresentam as faces planas ou ranhuradas, utilizam-se em flanges de ressalto e

macho e fêmea para pressões muito altas. Estas juntas fabricam-se nos mesmos materiais das anteriores. Omaterial das juntas deverá ser menos duro do que o das flanges.

Juntas metálica de anelApresentam a forma e um anel maciço normalmente com secção ovalada mas podendo também ser octogonal.As suas dimensões dependem do diâmetro da flange e da sua classe de pressão. Existem normas para estas

juntas tais como a norma ANSI B. 16.20. fabricam-se normalmente em aço inoxidável, mas também seutilizam outros materiais, como o aço-carbono, aço-liga, metal Monel e níquel. As suas tolerâncias de fabricosão apertadas.

A dureza do material da junta é sempre menor que a do material da flange, devendo a diferença mínima dedureza ser de 30 Brinell. Estas juntas aplicam-se em rede de vapor, hidrogénio (para pressões PN 40 esuperiores), hidrocarbonetos (PN 60 e superiores) e em outros serviços de elevado risco. São tambémapropriadas para serviços com temperaturas superiores a 550 ºC.

- Parafusos e Pernos roscadosPara ligações das flanges e aperto das respectivas juntas podem-se empregar dois tipos de acessórios.

Parafusos

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Sequência de aperto de uma flange

Tabela 2.3.1 - binários recomendados de aperto recomendados para as flanges.

Diâmetro Nominal DN

Classes de Pressões

PN 10 PN 16

m × da N

406065

111

1 2 2

80100125

2 2 2

2 3 3

150 200 250

4 56

5614

300 350

400

66

10

1213

17

450 500600

121618

17 28 31

700800 900

20 36 38

35 49 51

100011001200

38 39 51

6669 97

14001500

1600

6272

87

114150

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Montagem de tubos de ponta e bolsa com máquina escavadora

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Figura 2.6.1 - União Dresser

Estas ligações têm também como função servir de juntas de expansão em tubagens de condução de fluidosfrios ou de grandes diâmetros, são elementos flexíveis que servem para compensar aluimentos do terreno,possibilitar pequenos movimentos dos tubos, ou ainda para montagem de redes provisórias como é o caso dasredes de rega.

Estes tipos de ligações limitam-se a ser utilizados em redes de baixa pressão ( inferior a 12 bar) não sujeitas avácuo. Não podem ser utilizadas tubagens de aspiração de bombas.

Figura 2.6.2 - Junta CGS

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Figura 2.6.4 - Junta Viking Johnson

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Junta Victaulic

Outro tipo como as uniões Victaulic, são colocadas em ranhuras efectuadas nas paredes dos tubos e acessórios.Permitem um razoável movimento angular da tubagem mas não permitem movimentos axiais entre os tubos aligar.

Figura 2.6.5 - União Victaulic

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Figura 3.1.3 - Acessórios para tubos de aço roscados e de encaixe

Nos tubos metálicos não ferrosos são para soldadura por brazagem, em que muitos têm no interior do encaixe,um anel de material para soldadura embutido, para a ligação é suficiente introduzir a ponta do tubo no encaixee aquecer a ligação até fundir-se o material da soldadura.

Nos tubos de polipropileno as soldaduras são efectuadas por termofusão sem material de adição e nos tubos dePVC por fusão química.

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Figura 3.1.4 - Acessórios de polipropileno

Figura 3.1.5 - Acessórios para colar em PVC rígido

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Figura 3.1.7 - Acessórios maleáveis para redes prediais

Utilizam-se também este tipo de acessórios nas redes que, devido ao tipo de material ou ao serviço, tenhamligações roscadas, tal como nos tubos de ferro fundido, ferro forjado, materiais plásticos, cobre, polipropileno,etc.

O diâmetro máximo admitido para este tipo de acessórios é DN 100, mas a partir de DN 50 já não érecomendada a sua aplicação corrente.

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Figura 3.1.13 - Niples simples e de redução

Os acessórios e válvulas com rosca ou para soldadura de encaixe não podem ser ligados directamente entre si,como acontece com os acessórios para soldadura de topo e flangeados.

Podem ser simples ou de redução. Os niples simples são fabricados a partir de pequenos troços de tubocortados na medida certa e com as extremidades preparadas. Os niples de redução são fabricados porestampagem de pedaços de tubos.

O seu comprimento varia em geral entre 5 e 15 cm.

Acessórios de ponta e bolsaOs acessórios de ponta e bolsa são muito utilizados em redes de saneamento, principalmente as enterradas,normalmente em redes de FFD, betão armado, barro vidrado, etc.

Figura 3.1.14 - Acessórios de ponta e bolsa

Acessórios de compressãoOs acessórios com extremidades preparadas para ligações de compressão estão disponíveis no mercado parapequenos diâmetros até DN 50. Aplicam-se em tubos de PEAD, cobre, aço inoxidável, etc.

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Figura 3.1.16 - Acessórios de compressão de latão

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Figura 3.1.17 - Derivações soldadas aos tubos principais

Na execução destes acessórios as soldaduras são obrigatoriamente efectuadas por soldadores especializados ecertificados, todas as soldaduras deverão ser de penetração total, inspeccionadas e testadas.

Para os ramais com diâmetro superior a 50 mm, desde que o tubo principal tenha um diâmetro superior ao doramal, a ligação mais corrente é a soldadura directa do ramal ao tubo principal. As normas definem esse tipode derivação, para quaisquer condições de temperatura e pressão de serviço, detalhando os casos em que são

necessários reforços locais e apresentam as respectivas fórmulas de cálculo. Os reforços consistem num anelde chapa que envolve a derivação e é soldada quer á derivação quer ao tubo principal.

Para a execução destes acessórios, devem ser consultadas as respectivas normas ANSI, DIN, AWWA, ououtras aplicáveis, que apresentam detalhes de construção, dimensões a observar, qualificação dos soldadores,eléctrodos a utilizar, execução e dimensões dos reforços, testes, etc.

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Figura 3.1.18 - Figura 1 e tabela 1 da norma AWWA C208-59

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1.11. COLECTORES

1.11.1 FUNÇÃO Os colectores são troços de tubos que servem para distribuir um fluido para vários circuitos, ou recolher umfluido proveniente de vários circuitos. Classificam-se em colectores de zona e colectores principais.

Colectores de zona

Simples, complanares e duplos

São os colectores internos que ligam as linhas principais de distribuição de um fluido aos diferentes terminaisde utilização, tais como, radiadores, convectores, ventilo-convectores, fogões, esquentadores, ferramentas,máquinas, torneiras de aparelhos sanitários, unidades de tratamento de ar, etc.

Em geral são formados por tubos de aço carbono, mas também podem ser em cobre, liga de alumínio, PEAD,PVC ou outro material plástico.

Com base nas suas características podem ser classificados como colectores simples, complanares, modularesou duplos.

Os pequenos colectores para instalação doméstica em circuitos de aquecimento, distribuição de águas quentese frias e gás com diâmetros compreendidas entre 20 e 32 mm, são correntes no mercado, conforme osrepresentados nas figuras 2.1 e 2.2.

Figura 3.1.20 - Colector simples de distribuição

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Figura 3.1.21 - Colector complanar duplo, vertical, modular

Colectores de pressão controladaOs colectores de zona elementares, são utilizados unicamente para distribuir (água fria sanitária e cozinhas,gás, fluidos industriais para equipamentos de processo, etc. casos em que não há retorno) ou para distribuir ereceber fluidos de unidades terminais.

No último caso em aplicações de aquecimento, numa alimentação de emissores conforme a representada nafigura 2.3 a pressão de distribuição do fluido deverá ser controlada, sob pena de ocorrerem distúrbios de

caudal entre os diferentes emissores. Para controlar a pressão de distribuição associou-se aos colectores duplosum órgão dotado de um circuito de desvio, que é aberto quando a pressão diferencial entre a ida e o retorno

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atinge o valor de 20 kPa, que é um valor suficiente para alimentar as unidades terminais e que garante aisenção de ruídos na instalação.

Figura 3.1.22 - Instalação de aquecimento com colectores de pressão controlada

Figura 3.1.23 - Colectores de pressão controlada

Colectores principais

Generalidades

São também designados por colectores de centrais, porque são instalados sobretudo em centrais térmicas efrigoríficas

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Figura 3.1.25 - Interligação da produção com a distribuição com mono colector

DimensionamentoPara o dimensionamento dos colectores, não existem fórmulas gerais simples e precisas, porque os factoresque intervêm são demasiados, por exemplo os caudais nos circuitos primários e secundários, a posição e o tipo

de ligação, a temperatura de ida e retorno, assim como da geometria adoptada.Como regra geral para se dimensionarem os colectores estes devem ser de dimensões generosas. Noscolectores de secções reduzidas ocorrem interferências hidráulicas indesejáveis entre as diferentes derivações.

Para o seu dimensionamento utilizam-se fórmulas empíricas, para o cálculo dos colectores simples.

Figura 3.1.26 - Colectores simples sem reforços I 1$J 'K + + L + M(

Dc – Diâmetro interior do colector em mm

d1, d2, dn – Diâmetro interior das derivações mm

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 208

Em determinadas condições de funcionamento com sobrecarga de uma instalação de aquecimento, podeocorrer o arrefecimento do fluido primário antes de ser distribuído para as unidades terminais, pelo fluidosecundário proveniente das unidades terminais. Quando for prevista esta situação, as unidades terminaisdeverão ser dimensionadas tendo em conta este arrefecimento.

Também que o fluido frio de retorno seja aquecido pelo fluido quente recirculado, antes de se dirigir para a

caldeira.Para compreendermos o funcionamento do separador hidráulico vamos analisar as alterações de temperaturaprovocadas pelos separadores numa instalação de acordo com o esquema representado na figura 3.5.

Caso 1: Potência do primário igual à do secundário:

Caudal do primário igual ao do secundário.

T1 = T3 e igual á temperatura de referência

T2 = T4

Caso 2: Potência do primário inferior à do secundário:

Caudal do primário iinferior ao do secundário.T1 > T3 (aquecimento) T3 inferior á temperatura de referência

T1 < T3 (arrefecimento) T3 superior á temperatura de referência

T2 = T4

Para calcular a temperatura T3 máxima de ida do fluido no circuito secundário considera-se quegeralmente são conhecidos ou facilmente determináveis os valores das seguintes grandezas:

T1 temperatura do fluido à entrada do primário, em °C

N O potência térmica da instalação em kW

Qpr caudal do primário, l/hQsec caudal do secundário, l/h

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 211

• O método dos três diâmetros

• O método das ligações alternadas

• O método do caudal máximo

Figura 3.3.8 - Dimensões ineficazes

Método dos três diâmetros

Figura 3.3.9 - Esquema da garrafa

Para se evitarem os fenómenos derecirculação deverá ser adoptada umadeterminada geometria e a garrafa deverá serinstalada verticalmente. Para oestabelecimento das dimensões da garrafarepresentada na figura 3.8 pode ser adoptadaa regra dos três diâmetros. Para se garantir adesgasificação e a decantação, a velocidademáxima na garrafa não deve exceder 0,1 m/s.Esta regra baseia-se numa velocidademáxima de admissão de 0,9 m/s. O diâmetro

é o diâmetro do colector principal ao qualestão ligadas as unidades produtoras(caldeiras ou unidades de arrefecimento deágua).

Se a garrafa for instalada horizontalmente,não pode servir para desgasificação nem paraprecipitação de lamas.

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Pag 213

Separadores Hidráulicos disponíveis no mercado

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Pag 218

Figura 3.3.13 - Esquema de princípio de uma instalação de arrefecimento com unidades água/água.

1.13. ANCORAGEM

1.13.1 GENERALIDADES Utilizam-se blocos de ancoragem nas mudanças de direcção das condutas, entre duas juntas de dilatação e

assim como nas ramificações.Nas tubagens enterradas, dispensam-se os blocos de ancoragem se o terreno for suficientemente consistente.As ancoragens das tubagens dispostas sobre o terreno funcionam por gravidade, ou são fixadas por estacascravadas no terreno ou em rochas, nas tubagens enterradas os maciços de amarração funcionam por acçãocontra o terreno.

1.13.2 AMARRAÇÃO DE TUBOS INSTALADOS Á VISTA EM ENCOSTAS Para além de uma certa inclinação, o atrito entre os tubos e o terreno é insuficiente para manter a condutaimobilizada. É portanto conveniente equilibrar a componente axial da acção da gravidade, utilizando para oefeito maciços de ancoragem.

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Pag 219

Figura 3.3.14 - Componentes das forças devidas à acção da gravidadeComo regra é conveniente ancorar uma conduta quando o declive ultrapassa 20% para condutas à vista e 25%para condutas instaladas em vala.

1.13.3 MACIÇOS DE MUDANÇA DE INCLINAÇÃO

Em geral, nos tubos dispostos ao longo de uma encosta, para absorver os esforços devidos às mudanças deinclinação, os blocos de ancoragem são colocados superiormente ás juntas de dilatação, em circunstânciasespeciais esse critério poderá não ser respeitado.

Figura 3.3.15 - Blocos de ancoragem de uma conduta instalada ao longo de uma encosta.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 220

As forças a considerar nos blocos de ancoragem conforme estão representados na figura 4.2, são:

Forças devidas à pressão

<iK= p × S = ρ × g × S × H

ρ = massa específica do fluido em kg/m3.S = área da secção recta do tubo m2

g = aceleração da gravidade m/s2.

H = altura estática em qualquer ponto da conduta, incluindo a sobrepressão devida ao regime transitório(choque hidráulico) em m.

Forças devidas á velocidade de escoamento

<i= 8O j = k 3 j

8O = caudal em kg/s

j = velocidade de escoamento m/s

Q = caudal volumétrico m3 /s

Força devida ao peso próprio do tubo entre A e BA força devida ao peso próprio do tubo entre o bloco B e a junta A colocada a montante, tende a deslocarlongitudinalmente o tubo sobre os berços, componente tangencial do peso.

<i= P1 × sen α

P1 = peso próprio do tubo entre a junta de dilatação A e o bloco de amarração B.

Força devida ao peso próprio do tubo entre B e a junta de jusante.<id = P2× sen β

P2 = peso próprio do tubo entre B e a junta de dilatação de jusante.

Força de deslizamento sobre os berços de apoio acima da ancoragem.Força de deslizamento sobre os berços de apoio, devida á dilatação ou contracção do tubo acima daancoragem pela exposição do tubo à acção directa do sol ou ás condições de baixa temperatura noinverno.

<il= f × cos α (P + W –T/2)

f = coeficiente de atrito entre o tubo e o berço de apoio (0,6 para tubo de aço assente sobre uma placa deaço; 0,4 para tubo de aço assente sobre placa lubrificada com massa consistente; valores inferiores paraapoios de rolos.)

W = peso do líquido correspondente ao tubo de peso P.

T = peso do tubo e do líquido desde o bloco até ao berço adjacente a montante.

Força de deslizamento sobre os berços de apoio abaixo da ancoragem.Força de deslizamento sobre os berços de apoio, devida á dilatação ou contracção do tubo abaixo daancoragem, pela exposição do tubo à acção directa do sol ou ás condições de baixa temperatura noinverno.

<im = f × cos β (P1 + W1 –T1 /2)

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W1 = peso do líquido correspondente ao tubo de peso P1.

T1 = peso do tubo e do líquido desde o bloco até ao berço adjacente a jusante.

Força de deslizamento a montante

Força devida ao atrito provocado pelo deslizamento da junta de dilatação a montante.<in = f 1 × π (d + 2e)

f 1 = coeficiente de atrito na junta de dilatação, 7.400 N por metro de periferia do tubo.

d = diâmetro interior do tubo.

e = espessura da parede do tubo

Força de deslizamento a jusanteForça devida ao atrito provocado pelo deslizamento da junta de dilatação a jusante.

<ie = f

1 × π (d + 2e)

Força hidrostática de montanteForça devida à pressão hidrostática na extremidade do tubo a montante da junta de dilatação.

<io = ρ × g × S1 × H

Força hidrostática de jusanteForça devida à pressão hidrostática na extremidade do tubo a jusante da junta de dilatação.

<iKp = ρ × g × S2 × H

Força longitudinal superior ao blocoForça longitudinal devida á peça de redução acima do bloco

<iKK = ρ × g × H × (S1 – S)

Força longitudinal superior ao blocoForça longitudinal devida á peça de redução acima do bloco

<iK = ρ × g × H × (S – S2)

Componente das Forças horizontais segundo o plano (expansão)Componente horizontal segundo o plano da linha de centro do tubo, da resultante de todas as forçasanteriormente referidas, sobre o bloco na situação de expansão.

Componente das Forças horizontais perpendicular ao plano (expansão)Componente horizontal perpendicular ao plano da linha de centro do tubo, da resultante de todas as forçasanteriormente referidas, sobre o bloco na situação de expansão.

Componente das Forças verticais (expansão)Componente vertical da resultante de todas as forças anteriormente referidas, sobre o bloco na situação de

expansão.

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1.13.4 MACIÇOS INTERMÉDIOS

Ancoragem tubo a tuboEsta técnica convém preferencialmente a condutas aéreas, em que se coloca um maciço de amarração

inferiormente a cada ligação entre tubosNos tubos com ligação boca ponta lisa, as bocas das ligações são dirigidas para o alto, de forma a favoreceremo apoio sobre os maciços.

Figura 3.3.17 - Ancoragem tubo a tubo.

Ancoragem por troçosNos tubos ligados entre si por uniões imobilizadas tal como no caso de uniões soldadas ou boca ponta lisa compeça de bloqueamento da união, de tal forma que não permitem movimentos axiais diferenciados entre tubos,a amarração dos tubos efectua-se por troços, é uma técnica muito utilizada em troços enterrados.

Consiste em amarrar os tubos conforme representado na figura, a distância máxima a observar entre troçosdepende da resistência da secção de tubo a jusante do maciço ao esforço máximo axial (no caso de uniõesponta e bolsa à resistência da união). Este esforço é função da inclinação da tubagem.

Figura 3.3.18 - Ancoragem por troços

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Dimensões dos maciços intermédiosB = D + 0,6 m

R passa pelo terço central da base do maciço

. = < qrs t;Ju v

H = 0,5 × L × tang α + 0,10 m

G = γ × L × B ×H

F = W (sen α - f cos α)

f = β × tang (0,8 × φ ) com β = 1 tubo sem revestimento e β = 2/3 revestido com uma manga de polietileno

Figura 3.3.19 - Dimensões dos maciços intermédios

Onde: α = declive em (º)

F = Força de deslizamento (N)

L = comprimento do maciço (m)

B = Largura do maciço (m)

H = Altura do impulso (m)

W = Peso do tubo ou do troço cheio de água (N)

S = Secção transversal do tubo (m2)FMax = Força máxima admissível pela secção do tubo ou junta junto ao maciço (N)

f = coeficiente de atrito solo/tubo.

φ = ângulo de atrito interno do solo

G = massa do maciço (kg)

Γ = massa volúmica do betão (≈ 2.200 kg/m3)

D = diâmetro da conduta (m)

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Amarração de tubos instalados EM VALAAs condutas instaladas em vala, em que as ligações entre tubos e a acessórios, que permitem movimentosaxiais, de tal forma que os tubos possam dessolidarizar-se quando sujeitos a forças de impulso apreciáveis, aaplicação de maciços de impulso é a técnica mais comum para resistir aos esforços de impulso hidráulicodevidos quer à pressão, quer à velocidade de escoamento.

Cálculo simplificado do impulso hidráulicoEm condutas horizontais, de pequeno diâmetro até DN 400, pode efectuar-se o cálculo do impulso hidráulicoconsiderando apenas as forças devidas á pressão.

Figura 3.3.20 - Forças actuantes sobre o bloco de amarração de uma curva num cálculo simplificado

No caso de uma curva teremos simplesmente:

<i = 2 × A × ? × ?w x2 O impulso hidráulico pode ser calculado pela expressão anterior, ou de uma forma bastante simples por:

F = k × P × Sk = Coeficiente em função da geometria do acessório da tubagem.

P = Pressão interior máxima (pressão de ensaio, 1,6 × PS) em Pa

S = Secção transversal em m

2

.Curvas com um ângulo θ

= 2 × ?w y2

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Pag 226

Juntas cegas

k = 1

Tês

k = 1

Cones de redução

= 1 −

Maciços de impulso

Podem ser concebidos diferentes tipos de maciços de betão, de acordo com a configuração da canalização, aresistência e a natureza do solo, a presença ou não da camada freática.

O maciço anula as forças de impulso hidráulico, quer por:

Atrito sobre o solo, (maciço peso).

Apoio sobre o terreno circundante, maciço de impulso.

Na prática os maciços de betão são calculados, quer considerando as forças de atrito, assim como a resistênciade apoio no terreno.

Quando há limitações de espaço ou se o terreno tem uma má consistência, que impedem a execução demaciços de betão, é possível utilizar-se a técnica de bloqueio dos tubos entre si e aproveitar a resistência

natural do solo.

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Pag 227

Os volumes de betão propostos nas tabelas I e II foram calculados tendo em conta o atrito do maciço sobre osolo e o apoio contra o terreno envolvente, para as características dos terrenos mais comuns.

As hipóteses de cálculo são:

F = Impulso hidráulico

P = peso do maciço

W = Peso do terreno

B = Apoio sobre a parede da vala

f = Atrito sobre o terreno

M = momento de inversão

Figura 3.3.21 - Cargas actuantes sobre maciços de impulsof = tang (0,8 × φ) e B = σ × (I × h)

F < B + P × f

Natureza do terrenoSeco / húmido Imerso

σ (daN/cm2) φ (º) γ (kg/m3) φ (º) γ (kg/m3)

Calhaus rochosos 1,0 40º 2.000 35º 1.100

Saibro e areia 35º 1.900 30º 1.100

Saibro / areia

Siltes/argilas 0,6 30º 2.000 25º 1.100

Siltes/argilas 25º 1.900 15º 1.000

Terra vegetal

Argila / Silte orgânico15º 1.800 _ _

φ - Ângulo de atrito interno; γ – massa específica kg/m3 ;

Figura 3.3.22 - Dimensões dos Maciços de acordo com tabelas I e II

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Tabela IIDimensões dos maciços de impulso

Terreno de resistência mecânica média

Atrito interno φ = 30º Resistência σ = 0,6 daN/cm2 Massa

volúmica γ = 2.000 kg/m3

Recobrimento H = 1,2 m

Fora da camada freática

DN

Pressão Curvas 11º 30´ Curvas 22º 30´ Curvas 45º Curvas 90º Terminal e Tê

de

ensaio I X h / V

bar m X m / m3

80

10 0,13 X 0,18 / 0,01 0,17 X 0,28 / 0,02 0,21 X 0,28 / 0,04 0,38 X 0,28 / 0,06 0,28 X 0,28 / 0,05

16 0,14 X 0,28 / 0,02 0,26 X 0,28 / 0,04 0,33 X 0,28 / 0,05 0,59 X 0,28 / 0,11 0,43 X 0,28 / 0,07

25 0,21 X 0,28 / 0,03 0,40 X 0,28 / 0,05 0,51 X 0,28 / 0,09 0,87 X 0,28 / 0,24 0,54 X 0,28 / 0,13

100

10 0,17 X 0,20 / 0,02 0,23 X 0,30 / 0,04 0,43 X 0,30 / 0,07 0,74 X 0,30 / 0,19 0,54 X 0,30 / 0,10

16 0,18 X 0,30 / 0,03 0,35 X 0,30 / 0,05 0,65 X 0,30 / 0,15 1,11 X 0,30 / 0,41 0,83 X 0,30 / 0,23

25 0,28 X 0,30 / 0,05 0,53 X 0,30 / 0,10 0,96 X 0,30 / 0,31 1,30 X 0,40 / 0,75 1,21 X 0,30 / 0,48

125

10 0,22 X 0,22 / 0,03 0,30 X 0,32 / 0,06 0,56 X 0,32 / 0,12 0,97 X 0,32 / 0,34 0,72 X 0,32 / 0,19

16 0,25 X 0,32 / 0,04 0,47 X 0,32 / 0,08 0,85 X 0,32 / 0,27 1,18 X 0,42 / 0,65 1,07 X 0,32 / 0,42

25 0,37 X 0,32 / 0,06 0,70 X 0,32 / 0,18 1,25 X 0,32 / 0,56 1,69 X 0,42 / 1,33 1,28 X 0,42 / 0,77

150

10 0,26 X 0,25 / 0,04 0,38 X 0,35 / 0,08 0,70 X 0,35 / 0,19 0,99 X 0,45 / 0,49 0,89 X 0,35 / 0,31

16 0,31 X 0,35 / 0,06 0,59 X 0,35 / 0,14 1,06 X 0,35 / 0,43 1,46 X 0,45 / 1,06 1,10 X 0,45 / 0,60

25 0,47 X 0,35 / 0,10 0,87 X 0,35 / 0,30 1,27 X 0,45 / 0,81 2,28 X 0,45 / 2,12 1,58 X 0,45 / 1,24

200

10 0,29 X 0,40 / 0,07 0,54 X 0,40 / 0,14 0,83 X 0,50 / 0,38 1,39 X 0,50 / 1,07 1,05 X 0,50 / 0,61

16 0,44 X 0,40 / 0,12 0,82 X 0,40 / 0,30 1,24 X 0,50 / 0,85 1,79 X 0,60 / 2,12 1,54 X 0,50 /1,30

25 0,66 X 0,40 / 0,20 1,02 X 0,50 / 0,58 1,77 X 0,50 / 1,73 2,51 X 0,60 / 4,15 1,93 X 0,60 / 2,47

250

10 0,37 X 0,45 / 0,12 0,70 X 0,45 / 0,25 1,08 X 0,55 / 0,71 1,60 X 0,65 / 1,83 1,35 X 0,55 /1,11

16 0,57 X 0,45 / 0,19 0,91 X 0,55 / 0,50 1,42 X 0,65 / 1,45 2,10 X 0,75 / 3,66 1,76 X 0,65 / 2,22

25 0,64 X 0,55 / 0,33 1,32 X 0,55 / 1,06 2,02 X 0,65 / 2,92 2,72 X 0,85 / 6,91 2,27 X 0,75 / 4,24

300

10 0,46 X 0,50 / 0,19 0,75 X 0,60 / 0,37 1,32 X 0,60 / 1,16 1,95 X 0,70 /2,94 1,49 X 0,70 / 1,71

16 0,61 X 0,60 / 0,25 1,12 X 0,60 / 0,83 1,75 X 0,70 / 2,36 2,40 X 0,90 / 5,71 1,98 X 0,80 / 3,46

25 0,91 X 0,60 / 0,55 1,46 X 0,70 / 1,64 2,27 X 0,80 / 4,53 3,12 X 1,00 / 10,73 2,58 X 0,90 / 6,61

350

10 0,54 X 0,55 / 0,27 0,89 X 0,65 / 0,57 1,42 X 0,75 / 0,88 1,76 X 0,75 / 2,56

16 0,73 X 0,65 / 0,39 1,20 X 0,75 / 1,20 1,91 X 0,85 / 1,83 2,20 X 0,95 / 5,05

25 1,08 X 0,65 / 0,84 1,73 X 0,75 / 2,46 2,51 X 0,95 / 3,61 2,88 X 1,05 /9,61

40010 0,62 X 0,60 / 0,38 0,94 X 0,80 / 0,78 1,53 X 0,90 / 2,32 1,89 X 0,90 / 3,53

16 0,85 X 0,70 / 0,56 1,39 X 0,80 / 1,71 2,08 X 1,00 / 4,75 2,41 X 1,10 / 7,03

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25 1,14 X 0,80 / 1,15 1,85 X 0,90 / 3,39 2,63 X 1,20 / 9,12 2,96 X 1,40 / 13,49

Imobilização das uniões ponta e bolsa

A imobilização das juntas ponta e bolsa é uma técnica alternativa aos maciços de betão para anularem osimpulsos hidráulicos. Emprega-se quando há limitações de espaço ou no caso de terrenos pouco coerentes.

Figura 3.3.23 - Imobilização das uniões do tipo ponta e bolsaConsiste em utilizar peças de bloqueamento das uniões numa extensão suficiente em ambos os lados de umacurva, para se tirar proveito das forças de atrito solo/tubo para se anular o impulso hidráulico.

Extensão a imobilizar

A extensão a imobilizar L é determinada por:

. = z<M |2 − y2×BCw~ y2 × D

L = Extensão a imobilizar (m)

P = Pressão de ensaio da tubagem (Pa)

S = Secção transversal do tubo (m2)

Fn = Força de atrito por metro de tubo em (N)

c = coeficiente de segurança (1,2 como valor normal)

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∗ Da qualidade dos trabalhos de implantação em vala das condutas.∗ Do cuidado da compactação do enchimento da vala.∗ Do conhecimento das características do solo.

Convém

Convém se for caso disso, considerar a presença parcial ou não da camada freática, corrigindo o peso do tubocheio de água para a determinação do impulso de Arquimedes correspondente.

Na tabela III indicam-se os comprimentos dos troços a imobilizar para ambos os lados dos acessórios, quandoa pressão de ensaio for de 10 bar.

Os valores de L apresentados na tabela deverão ser corrigidos para outras pressões de ensaio com um factorP/10 onde P é a pressão de ensaio.

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Tabela III

Extensão de conduta a imobilizar em metros, para ambos os lados do acessório, P de ensaio de 10 bar

Terreno de resistência mecânica média

Atrito interno φ = 30º Resistência σ = 0,6 daN/cm2 Massa volúmica γ = 2.000 kg/m3

Recobrimento H = 1,2 m Sem revestimento de polietileno

Fora da camada freática Coeficiente de segurança CS = 1,2

DN

Altura Curvas 90º Curvas 45º Curvas 22º 30´ Curvas 11º 30´ Junta cega

H L

m m

80

1,0 4,5 2,8 1,6 0,8 5,7

1,5 3,1 1,9 1,1 0,6 3,9

2,0 2,3 1,5 0,8 0,5 3,0

100

1,0 5,4 3,4 1,9 1,0 6,9

1,5 3,7 2,3 1,3 0,7 4,7

2,0 2,8 1,8 1,0 0,5 3,6

125

1,0 6,6 4,1 2,3 1,2 8,4

1,5 4,5 2,8 1,6 0,8 5,7

2,0 3,4 2,1 1,2 0,6 4,4

150

1,0 7,7 4,8 2,7 1,4 9,8

1,5 5,3 3,3 1,8 1,0 6,7

2,0 4,0 2,5 1,4 0.7 5,1

200

1,0 9,9 6,1 3,4 1,8 12,6

1,5 6,8 4,2 2,4 1,3 8,7

2,0 5,2 3,2 1,8 1.0 6,6

250

1,0 12,0 7,5 4,2 2,2 15,3

1,5 8,3 5,2 2,9 1,5 10,6

2,0 6,4 4,0 2,2 1,2 8,1

300

1,0 14,1 8,7 4,9 2,6 17,9

1,5 9,8 6,1 3,4 1,8 12,5

2,0 7,5 4,7 2,6 1,4 9,6

350

1,0 16,0 9,9 5,6 2,9 20,3

1,5 11,2 7,0 3,9 2,1 14,3

2,0 8,6 5,4 3,0 1,6 11,0

400

1,0 17,9 11,1 6,2 3,3 22,8

1,5 12,6 7,8 4,4 2,3 16,0

2,0 9,7 6,0 3,4 1,8 12,4

450

1,0 19,7 12,3 6,9 3,6 25,1

1,5 14,0 8,7 4,9 2,6 17,8

2,0 10,8 6,7 3,8 2,0 13,8

500

1,0 21,5 13,4 7,5 4,0 27,4

1,5 15,3 9,5 5,3 2,8 15,1

2,0 11,9 7,4 4,1 2,2 31,8

6001,0 25,0 15,5 8,7 4,6 22,8

1,5 17,9 11,1 6,2 3,3 17,8

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2,0 14,0 8,7 4,9 2,6 35,8

700

1,0 28,2 17,5 9,8 5,2 35,8

1,5 20,4 12,7 7,1 3,8 25,9

2,0 16,0 9,9 5,6 2,9 20,3

800

1,0 31,2 19,4 10,9 5,8 39,8

1,5 22,8 14,1 7,9 4,2 29,0

2,0 17,9 11,1 6,2 3,3 22,8

900

1,0 34,1 21,2 11,9 6,3 43,4

1,5 25,0 15,6 8,7 4,6 31,9

2,0 19,8 12,3 6,9 3,7 25,2

1.000

1,0 36,9 22,9 12,8 6,8 46,9

1,5 27,2 16,9 9,5 5,0 34,7

2,0 21,6 13,4 7,5 4,0 27,5

1.100

1,0 39,4 24,5 13,7 7,3 50,2

1,5 29,4 18,2 10,2 5,4 37,4

2,0 23,4 14,5 8,1 4,3 29,8

1.200

1,0 41,9 26,0 14,6 7,7 53,4

1,5 31,4 19,5 10,9 5,8 40,0

2,0 25,1 15,6 8,7 4,6 32,0

1.400

1,0 46,2 28,7 16,1 8,5 58,9

1,5 35,1 21,8 12,2 6,5 44,7

2,0 28,3 17,6 9,8 5,2 36,0

1.500

1,0 48,4 30,0 16,8 8,9 61,6

1,5 36,9 22,9 12,9 6,8

2,0 29,9 18,6 10,4 5.5

1.600

1,0 50,4 31,3 17,5 9,3 64,2

1,5 38,7 24,0 13,5 7,1 49,3

2,0 31,4 19,5 10,9 5,8 40,0

1.14. SEPARADORES

. As operações mais comuns a efectuar pelos separadores são as seguintes:

o Separação de água e / ou óleo em redes de ar comprimido e de outros gases.

o Separação de poeiras e sólidos em suspensão em redes de ar e de gases diversos.

o Separação de ar e / ou água em tubos de condução de gasolina e de outros líquidos leves.

o Separação de ar em redes de vapor.

São os seguintes os princípio gerais de funcionamento da maioria desses aparelhos:

• Flutuação

• Inércia

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• Capilaridade

• Absorção

Alguns separadores aproveitam-se simultaneamente de mais de um dos princípios mencionados.

Figura 3.5.1 - Dreno automático do tipo bóia

Os aparelhos que trabalham por flutuação são inteiramente semelhantes aos purgadores de bóia utilizados nasredes de vapor, sendo empregues na separação e eliminação de água e de outros líquidos nas tubagens de ar ede gases em geral figuras 3.5.1 e 3.5.2. Esses separadores que são sempre peças de pequeno calibre (fabricadasaté 50 mm de diâmetro nominal) são muito usados para a drenagem da água que se forma em redes de arcomprimido, sendo às vezes denominados de “purgadores de água”.

Figura 3.5.2 - Separador com dreno automático do tipo bóia e filtro

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O princípio da inércia é utilizado nos aparelhos destinados a separar líquidos e sólidos em suspensão(inclusive poeiras) em redes de gases e vapores. Nesses separadores a corrente de gás ou vapor, carregada departículas líquidas ou sólidas, é obrigada a mudar de direcção uma ou várias vezes a grande velocidade.Nessas mudanças de direcção as partículas líquidas ou sólidas separam-se por serem mais pesadas (devido áinércia) sendo então recolhidas e eliminadas figura 3.5.3. Em alguns desses separadores a corrente é lançada

tangencialmente em uma caixa cilíndrica, ficando animada de um movimento espiralado de alta velocidade.Os ciclones usados para a separação de poeiras em correntes gasosas funcionam dessa maneira figura 3.5.4.

Figura 3.5.3 - Separadores de inércia para gás e vapor

Em outros separadores de inércia as mudanças de direcção são conseguidas por meio de chicanas,convenientemente colocadas, que também servem para guiar o líquido colectado.

Figura 3.5.4 - Separador do tipo ciclone

Um tipo muito comum de separadores de chicanas, são os separadores de condensado (denominamos, ás vezesde “separadores de vapor”) usados em linhas de vapor húmido, ou em linhas que a quantidade de condensadoseja muito grande. Esses aparelhos geralmente funcionam conjugados com um purgador de vapor, que éinstalado no dreno do separador, para a eliminação automática do condensado colectado. A fig. 3.5.5 mostrauma instalação desse género.

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Figura 3.5.5 - Separador de vapor com purgador e dreno

Fabricam-se separadores de chicanas e de ciclone até 300 mm de diâmetro nominal, muito usados naeliminação de água, de óleo e de poeiras em linhas de ar comprimido, de vapor e de outros gases.

Figura 3.5.6 - Separadores de $leo e água da A%&AS "'("'

Os separadores que agem por capilaridade servem principalmente para a colecta e eliminação de ar em linhasde aquecimento e arrefecimento figura 3.5.7, e ar e água em tubulações de líquidos leves. Nesses aparelhos acorrente líquida atravessa elementos da tela fina ou de palhas especiais onde formam, por diferença decapilaridade, bolhas de ar ou gotículas de água que são depois colectadas.

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Figura 3.5.7 - Separadores de ar em linhas de climatização a águaOs separadores de absorção figura 3.5.8 são aparelhos no interior dos quais existem elementos de substânciasespeciais capazes de absorver e reter o material que se deseja separar. A veia fluida atravessa esses elementos,onde a absorção se dá geralmente por meio de reacções químicas. Os elementos absorventes têm uma vidarelativamente curta, no fim da qual devem ser substituídos. Os desumidificadores de sílica-gel ou de alumina,empregados para remover humidade em correntes de ar ou de outros gases, funcionam segundo esse princípio.

Figura 3.5.8 - Secadores do ar e gases por absorção

Um sistema de secadores auto-regeneráveis é mais económico para grandes caudais de ar do que a utilizaçãodos secadores em que se tem que substituir o elemento dessecante.

Os secadores auto-regeneráveis removem cerca de 4 % de da humidade não condensada pelos arrefecedores dear, resultando pontos de orvalho muito baixos.

A 7 bar, o ar saturado à temperatura de 1,7º C contém cerca de 800 g/m3 de água.

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Normalmente utilizam-se arrefecedores de ar para remover a maior parte da água contida no ar, mas paradiminuir a sua dimensão, instalam-se secadores do tipo auto-regeneráveis nos ramais secundários pararemover a água não condensada quando for necessário ar com pontos de orvalho muito baixos

Figura 3.5.9 - Secador auto-regenerável

Quase todos os separadores, de qualquer tipo que sejam, costuma ter um pequeno depósito para colecta domaterial separado, um visor de nível para observação e controle, e uma torneira de dreno funcionando manualou automaticamente. A instalação dos separadores que colectam material mais pesado do que o fluidoconduzido deve ser feita nos pontos baixos das tubulações, de modo semelhante aos purgadores. Esse é o caso,por exemplo, dos separadores de água em tubulações de ar ( purgadores de água),a que são instalados emderivações saindo dos pontos baixos da linha. Os separadores que eliminam ar e gases mais leves do que ofluido conduzido devem ser instalados nos pontos altos das tubulações. Em qualquer caso, o material a sercolectado deve sempre tender a correr por gravidade para o separador.

Em linhas de vapor de grande diâmetro, o ar e outros gases incondensáveis podem-se acumular em bastantequantidade nos pontos altos da linha, principalmente no inicio da operação, tornando difícil a sua remoçãoatravés dos purgadores. Será necessário nesses casos a instalação de aparelhos especiais para a eliminaçãodesses gases, colocados nos pontos altos da tubulação e dos equipamentos ligados á tubulação. Essesseparadores são frequentemente purgadores termostáticos, instalados em pequenas derivações, nos pontosaltos, conjugados com os respiros da tubulação.

Os aparelhos separadores muito grandes e complexos ( por exemplo, os centrifugadores com motor eléctrico),

não são considerados como acessórios de tubulação, sendo classificados como equipamentos deprocessamento.

1.15. FILTROS DE LINHA

1.15.1 INTRODUÇÃO

Nas redes de condução de fluidos os danos das instalações são frequentemente provocados por impurezas taiscomo ferrugem, pontas de soldadura, areias e depósitos de material em suspensão e outros sólidos.

Os filtros (strainers, filters) são aparelhos separadores destinados a reter estes corpos estranhos, em correntesde líquidos ou de gases e protegem o equipamento dos seus efeitos nefastos diminuindo os períodos de

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paragem e os custos de manutenção. São de uso comum em redes industriais, devem ser instalados a montantede válvulas de regulação, bombas recirculadoras, medidores de caudal, purgadores de vapor. Existem duasclasses de filtros, os provisórios e os permanentes e entre os permanentes existem os de tipo Y e os de tiocesto, figura 3.6.1.

Figura 3.6.1 - Filtros tipo Y e tipo cesto

1.15.2 MECANISMO DA FILTRAÇÃO A chave para uma filtração efectiva é optimizar os três mecanismos, que são:

1. Intersecção directa

A intersecção directa, resulta do impacto das partículas de dimensões superiores à área livre de passagem domeio filtrante.

2. Impacto de inércia

Por este mecanismo são removidas as partículas que são incapazes de percorrer o labirinto do meio filtrante eque devido á sua inércia são projectadas contra o meio filtrante.

3. Difusão ou movimento brownianoEste movimento origina a eventual colisão das partículas de muito pequena dimensão com as fibras às quaisaderem.

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Figura 3.6.2 - Mecanismo da filtração

Para ajudar a compreender os parâmetros da filtração, observe-se a carta das dimensões das partículas depoluição. Observa-se que a maior parte dos contaminantes tais como os aerossóis têm dimensões na região

compreendida entre 0,01 e 0,8 µm. A partícula de menor dimensão que o olho humano consegue distinguir éda ordem de 50 µm.

Figura 3.6.3 - Carta de poluição

1.15.3 FILTROS PROVISÓRIOS

Os filtros provisórios são peças que se intercalam nas redes, próximo aos bocais de entrada dos equipamentos(bombas, compressores, turbinas, etc.), para evitar que impurezas e corpos estranhos deixados nos tubosdurante a montagem, penetrem nesses equipamentos quando o sistema for posto em funcionamento. Depois

que as tubagens já estejam em funcionamento normal por algum tempo e, portanto, tenham sidocompletamente lavadas pelo próprio fluido circulante, os filtros provisórios deverão ser removidos. É

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obrigatória a colocação de filtros provisórios à entrada de todos os equipamentos que possam ser danificadospela presença de corpos estranhos, porque, por muito bem que tenha sido feita a limpeza prévia das tubagensapós a montagem, é impossível garantir-se que não haja no interior das mesmas, poeiras, grãos de areia,ferrugem, rebarbas de solda, pontas de eléctrodos e outros materiais estranhos.

Figura 3.6.4 - Filtros provisórios

Os filtros provisórios mais comuns são os discos de chapa perfurada ou as cestas de tela com um anel de chapafina Figura 3.6.4; tanto uns como outros são introduzidos entre duas flanges quaisquer, onde ficam presos. Osfiltros de cesta de tela devem ter uma área de filtragem de no mínimo 3 a 4 vezes a secção transversal útil datubulação.

Para facilitar a colocação e posterior retirada dos filtros provisórios, deve-se colocar uma peça flangeadaqualquer (carretel, redução, joelho etc.), à entrada dos equipamentos em que devam ser providos os filtros

provisórios. O filtro ficará preso a uma das flanges da peça, com a cesta de tela dentro da peça; para remover ofiltro bastará desacoplar as flanges e retirar a peça inteira.

1.15.4 FILTROS PERMANENTES

Os filtros permanentes, como o próprio nome indica, são acessórios instalados na rede de um modo definitivo.São os seguintes os principais casos de utilização dos filtros permanentes:

o Tubagens que conduzam fluidos sujos que podem apresentar corpos estranhos.

o Casos em que se deseje uma purificação rigorosa e controlada do fluído circulante.

o Ramais de admissão de equipamentos muito sensíveis a corpos estranhos, tais como bombas deengrenagens, medidores volumétricos, certos tipos de purgadores, queimadores de caldeiras e de fornosetc.

o Válvulas de controlo e regulação.

o Redes de vapor, ar comprimido, circuitos hidráulicos, etc.

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Figura 3.6.5 - Filtro do tipo cesto

Os filtros permanentes consistem, geralmente, em uma caixa de aço, de ferro fundido, ou de bronze, com osbocais para as tubulações de entrada e de saída, no interior do qual existem os elementos de filtragem echicanas para conduzirem a veia fluida (Figura 3.6.5). Os elementos filtrantes e os materiais de construção dosmesmos variam de acordo com o fluido circulante, o grau de filtragem desejado, o tamanho do filtro etc.

Os elementos filtrantes mais comuns são ou seguintes:

Grades metálicas, chapas perfuradas, telas metálicas (filtragem grosseira de líquidos).

Telas finas, feltro, “nylon”, porcelana, papel etc. (filtragem fina de líquidos).

Palhas metálicas, feltro, camurça, etc. (filtragem de gases).

Conforme o modelo do filtro, os elementos filtrantes podem ter a forma de cestas cilíndricas, cones, discos,cartuchos etc.

O diâmetro dos furos nas chapas perfuradas ou a abertura das malhas das telas dependem do tamanhopermissível dos detritos que possam passar, em função principalmente da natureza dos equipamentos que sequer proteger. Esse dado deve ser fornecido pelo fabricante ou pelo operador do equipamento para possibilitara escolha correcta do filtro. Quanto mais apertadas forem as aberturas tanto maior será a quantidade de detritosretidos, e assim tanto mais frequentes deverão ser efectuadas as limpezas do filtro. Também, quanto menoresforem as aberturas tanto menor será a percentagem de área útil de passagem no elemento filtrante e,consequentemente, tanto maior terá de ser o tamanho desse elemento e, portanto, o do próprio filtro.

Os elementos filtrantes (mesmo nos filtros provisórios) devem ser sempre de materiais resistentes á corrosão;quando metálicos, essas peças devem ser de bronze, aços inoxidáveis, metal Monel etc. A área do elementofiltrante, nos filtros permanentes, de ser sempre bem maior do que a área da secção transversal do tubo. Essarelação, nos filtros pequenos, varia de 2:1 a 4:1, e nos filtros grandes, 2:1 a 8:1.

Todos os filtros, tantos permanentes como provisórios, causam sempre perdas de carga consideráveis na rede,perdas essas que aumentam muito á medida que os filtros vão ficando colmatados. É muito importante por isso

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a limpeza periódica de todos os filtros e a remoção dos filtros provisórios, assim que não sejam maisnecessários.

Para facilitar a limpeza, todos os filtros permanentes têm um dreno no ponto mais baixo e são desmontáveis,podendo-se retirar, limpar ou trocar os elementos filtrantes sem ser necessário remover o filtro da tubagem. Os

filtros em linhas de funcionamento contínuo costumam ser duplos, com duas câmaras em paralelo,bloqueáveis com válvulas, de maneira que possa uma câmara estar a trabalhar enquanto a outra está a serlimpa ou vice-versa. Em alguns filtros existe um dispositivo que permite a limpeza sem retirar o aparelho deserviço, mediante a injecção de um líquido sob pressão (back-wash), que desagrega os detritos retidos noelemento filtrante e faz com que saiam pelo dreno do filtro.

Os fabricantes de filtros costumam fornecer os valores das perdas de carga para diversas vazões e condiçõesde limpeza do elemento filtrante. Quando for necessário controlar com mais cuidado o estado do filtro parafixar a ocasião necessária da limpeza periódica, instala-se um manómetro antes do filtro e outro depois,determinando-se assim a perda de carga através do aparelho.

Os filtros pequenos ( até 50 mm) costumam ter a carcaça de ferro fundido ou de bronze e bocais rosqueados;

os filtros grandes ( fabricados até 882 mm) são de ferro fundido ou de aço fundido, com bocais flangeados.Da mesma forma que os separadores, os filtros muito grandes, muito complexos, ou que constituam parteessencial do processamento de um fluido, são considerados com equipamentos de processo, e não comoacessórios da tubulação.

Filtros do tipo YOs filtros do tipo Y, utilizam-se universalmente para gases, vapores e líquidos. O seu corpo tem umaconfiguração cilíndrica compacta, muito resistente permitindo pressões de serviço muito elevadas até 400 barmanométricos. Em redes de vapor a aplicação de filtros a presses tão elevadas é todavia muito complicadapelas temperaturas elevadas que se encontram associadas a estas pressões, que requer a utilização de materiaisde materiais nobres como ligas de aço, cromo, molibdénio.

Apesar de algumas excepções, os filtros do tipo Y têm uma reduzida capacidade de armazenamento deimpurezas colectadas, pelo que necessitam de limpezas frequentes.

Os filtros Y nas redes de gás ou vapor devem ser instalados na horizontal, de forma a que o poço colectoresteja disposto no plano horizontal, figura 3.6.6 a). Esta disposição impede a colecta de água no filtro.

Nas redes de líquidos, o poço deverá estar disposto na vertical apontado para jusante, figura 3.6.6 b), istoassegura que a sujidade removida não reflua para a canalização de montante com condições de reduzidoescoamento.

Apesar de se recomendar a instalação dos filtros Y em canalizações horizontais, isto nem sempre é possível etêm de ser instalados em ramais verticais. Se o escoamento é no sentido descendente, neste caso a sujidade

dirije-se naturalmente para o poço de colecta. Não é possível a instalação no sentido ascendente do fluxo,porque o filtro deverá ser instalado com a abertura do poço de colecta no sentido descendente e a sujidadeneste caso reflui para a canalização.

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Figura 3.6.6 - Orientações recomendadas para montagem dos filtrosExistem modelos com diferentes configurações do corpo, nomeadamente os filtros de corpo recto e em ângulo.

Figura 3.6.7 - Filtros com o corpo recto e em ângulo

Filtros do tipo cesto

Os filtros do tipo cesto caracterizam-se por o elemento filtrante estar instalado numa câmara vertical dedimensões superiores às dos filtros Y, dependendo do calibre, mas em geral a perda de carga neste tipo de

filtros é inferior à dos filtros Y, devido à sua maior área de passagem livre, o que torna este tipo de filtros maisadequados para a utilização com líquidos. A capacidade de recolha de sujidade também é superior pelo queestes filtros também se aplicam em condutas de gás e vapor de grande diâmetro.

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Figura 3.6.8 - Filtros duplosEste tipo de filtros só podem ser utilizados em tubos horizontais, e no caso dos filtros de grandes dimensões epeso, a base do filtro deve ficar apoiada, figura 3.6.5.

Quando é esperada a afluência de uma elevada quantidade de água, redes de ar comprimido, gases e vaporhúmido, deverão possuir um poço de colecta ligado a um purgador para remoção da água.

Frequentemente estes filtros são instalados aos pares. Um filtro secundário é colocado em paralelo com o filtroprimário e o escoamento poderá ter lugar em qualquer um dos filtros. Isto facilita as operações de limpeza,permitindo o escoamento num dos filtros enquanto o outro está em manutenção.

1.15.5 MALHAS FILTRANTES Existem dois tipos de malhas filtrantes.

Chapas perfuradasSão formadas por um grande número de orifícios abertos numa chapa metálica através de um punção múltiplo.A chapa é posteriormente enrolada formando um cilindro com os seus bordos soldados.

São grelhas de orifícios grosseiros com orifícios de dimensões típicas entre 0,8 mm e 3,2 mm.Consequentemente são apenas apropriados para a remoção de detritos grosseiros usuais nas canalizações.

Malhas de arame

Arames finos formam uma rede ou são arranjados em malha. Que é disposto normalmente sobre uma chapaperfurada. Orifícios com dimensões tão reduzidas como de 0,07 mm podem ser obtidos. Consequentementesão utilizados para removerem partículas de pequenas dimensões, inferiores às das chapas perfuradas. Estesmeios filtrantes são em geral especificados em termos de “Mesh” que representa o número de aberturas porpolegada linear de grelha, medido a partir da linha de eixo do arame. A figura 3.6.9 representa uma grelha de 3mesh.

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O problema com o calibre das partículas é de que o filtro tem duas dimensões e a partícula pode atingir oorifício com uma determinada orientação. Se uma partícula fina e longa atingir o filtro longitudinalmente,poderá atravessar a grelha. Se atingir transversalmente a área disponível para remover detritos. Uma maiorárea implica uma frequência de limpeza consideravelmente reduzida.

A área livre é a proporção da área total dos orifícios relativamente á área total da grelha, normalmente

expressa como uma percentagem. Isto afecta directamente a capacidade de escoamento do filtro. Quanto maiora área livre (e mais grosseira for a grelha), maior capacidade de escoamento e, finalmente, a menor queda depressão através do filtro.

Como a maioria dos filtros têm grandes áreas livres, a queda de pressão através do filtro é muito baixa quandousado em sistemas de vapor ou gás

No entanto, no bombeamento de água ou sistemas com fluidos viscosos, a queda de pressão pode sersignificativa. Nos filtros a capacidade de escoamento é referida em termos de índice de capacidade ou valorKvs.

EXEMPLO

Um filtro DN 40 com um kvs de 29, está instalado bum tubo de uma rede de vapor de 40 mm de diâmetro,aonde se escoa 500 kg/h de vapor saturado à pressão manométrica de 8 bar. Qual é a perda de pressão atravésdo purgador?

Utilizando a equação empírica 3.6.2

Equação 3.6.2

Caudal màssico em kg/h

Coeficiente de escoamento da válvula

Relação de perda de pressão (P1-P2)/P1

Pressão absoluta de montante em bar

Pressão absoluta de jusante em bar

Rearranjando os termos obtém-se

Equação 3.6.3

Este valor representa uma perda de pressão de 0,5%.

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As grelhas estão disponíveis em diferentes materiais, os mais comuns são os aços inoxidáveis austeníticos.

1.15.6 OPÇÕES Além dos filtros correntes, estão disponíveis outras opções no mercado.

Inserção de elementos magnéticosUm elemento magnético pode ser inserido num filtro de tipo cesto, a fim de remover o ferro ou pequenosfragmentos de aço. Pequenas partículas de ferro ou aço podem estar presentes num fluido em que há desgastede peças de ferro ou aço. Estas partículas passam até às grelhas de malha mais fina, e é necessário o uso deuma pastilha magnética. A pastilha é projectada de modo que todo o fluido passe sobre o ímã, a umavelocidade relativamente baixa e o elemento magnético é suficientemente forte para capturar e deter todos osmetais, das partículas presentes. O material magnético é geralmente envolto em um material inerte como o açoinoxidável para evitar corrosão.

Filtros com auto-limpezaExistem diversos filtros no mercado com auto-limpeza, que permitem a expulsão das impurezas sem sernecessário a paragem da instalação. O processo de limpeza pode ser iniciado quer manualmente, querautomaticamente. Além da limpeza automática. estes filtros deverão ser limpos manualmente periodicamente,ou quando as perdas de carga aumentam.

Filtros de auto-limpeza mecânicaEste tipo de filtros, utilizam alguma forma de raspador ou escova mecânica, que raspam ou escovam asuperfície filtrante, desalojando quaisquer detritos que se encontram aprisionados na grelha, provocando a suaqueda na base do filtro de onde são removidos.

Filtros com limpeza por contra-correnteOs filtros de limpeza por contra corrente, invertem a direcção do escoamento através do meio filtrante. Umconjunto de válvulas são actuadas, de forma que o escoamento inverta a sua direcção, atravesse o filtroarrastando as impurezas e seja descarregado no esgoto.

1.15.7 FILTROS FINOS Os filtros para aplicações em que se pretenda unicamente proteger, a instalação, equipamentos e válvulas,apenas removem as partículas visíveis transportadas pelo fluido. Por vezes é necessário remover partículas

mais finas para diversas aplicações.

Redes de vaporAplicações em redes de vapor em que é necessário removerem-se partículas mais finas.

• Nos casos em que há uma injecção directa de vapor num processo, que pode contaminar o produto, talcomo na indústria alimentar, em processos de esterilização de equipamentos na indústria farmacêuticaou em unidades hospitalares.

• Nos casos em que o vapor sujo pode causar a rejeição de um lote de um produto ou processo, devido àcoloração ou retenção de partículas visíveis, tais como em esterilizadores ou na industria do papel.

• Nos casos de humidificadores de pulverização de partículas micrométrica de vapor em salas limpas.

• Para redução do conteúdo de água no vapor, assegurando um fornecimento de vapor saturado seco.

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Em tais aplicações de "vapor limpo", os filtros correntes não são adequados e devem ser usados filtros finos.Um filtro fino usado num sistema de vapor normalmente consiste de um elemento filtrante de aço inoxidávelsinterizado. O processo de sinterização produz uma estrutura porosa fina do aço inoxidável, que remove todasas partículas do fluido que passa através dele. Filtros capazes de removerem partículas tão pequenas quanto 1µm estão disponíveis, em conformidade com as boas práticas das necessidades de vapor culinário.

A natureza, porosa do elemento filtrante provocará uma maior queda de pressão através do filtro do que aassociado com o filtro corrente do mesmo tamanho, pelo que deverá ser tida em consideração ao dimensionarestes filtros. Além disso, os filtros finos são facilmente danificados por excesso de caudal, pelo que, os limitesespecificados pelos fabricantes não devem ser excedidos.

Quando estes filtros são usados em redes de vapor ou gás, deverá ser instalado um separador a montante dofiltro para remover as gotículas de condensado em suspensão. Além de melhorar a qualidade do vapor, iráprolongar a vida útil do filtro. Um filtro "Y", também deve ser instalado a montante do filtro fino para removertodas as partículas de maiores dimensões que rapidamente bloqueariam o filtro fino, aumentariam a frequênciade limpezas exigidas e reduziriam a vida útil do elemento poroso filtrante. Para controlo do estado decolmatação dos filtros é necessário a instalação de medidores de pressão de cada lado do filtro, de modo averificar-se queda de pressão através do filtro, que é um indicador utilizado para identificar quando o filtro

precisa de limpeza. Uma alternativa ao manómetro diferencial é instalar um interruptor de pressão apenas nolado de jusante do filtro. Quando a pressão diminuir a jusante do filtro para além de um nível de referencia, osistema de gestão técnica da instalação desencadeará as ordens de limpeza.

Figura 3.6.11 - Filtro fino para vapor com meio poroso de aço inoxidável sinterizado

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1.16. FLEXIBILIDADE DE TUBAGEM1.16.1 DILATAÇÃO

GeneralidadesAs condutas que transportam fluidos quentes tais como água ou vapor, expandem-se quando operam atemperaturas superiores às de montagem. Essa expansão dá-se principalmente em comprimento e se não fordevidamente compensada criará tensões na tubagem e nos acessórios a que esta está ligada, que em casosextremos poderá provocar a fractura do material e acidentes.

Cálculo da expansãoO valor da expansão é de fácil determinação pela equação:

∆L = L × ∆T × α (mm)∆L – Dilatação em mm

L – Comprimento do tubo em m

∆T – Diferença de temperatura entre o ambiente e a operação em º C

α - Coeficiente de expansão (mm/m׺ C) (tabela 3.1)

Tabela 4.1.1 - Coeficiente de dilatação linear α em mm/m.ºC × 103

MaterialCampo de temperatura º C

< 0 0 a 100 0 a 200 0 a 300 0 a 400 0 a 500 0 a 600 0 a 700

Aço 0,1% a 0,2 % C 12,8 13,9 14,9 15,8 16,6 17,3 17,9

Aço liga 1% Cr 0,5% Mo 13,7 14,5 15,2 15,8 16,4 17,0 17,6

Aço inox 18% Cr 8% Ni 9,4 20,0 20,9 21,2 21,8 22,3 22,7 23,0

Cobre 16,8

PEX (polietileno recticulado) 140,0

PEAD (polietileno de alta densidade) 130,0

PVC (policloreto de vinil) 80,0

PP (polipropileno) 150,0

EXEMPLO 4.1.1

Um tubo de aço carbono com 50 m de extensão de uma rede de vapor a 4 bar (152º C), foi instalado a 10º C,calcule a sua dilatação.

EXEMPLO 4.1.2

Calcule a dilatação térmica linear de tubos de aço, cobre e PEX com um comprimento de 30 m, temperatura demontagem 10º C e temperatura de serviço 90º C.

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Intercalar na tubagem variações de traçado em troços entre dois pontos fixos de tal forma que nesse troço adeformação seja absorvida.

iii) Pré tensionamento da tubagem

Pré tensionamento da tubagem com introdução de tensões iniciais opostas às tensões geradas pela dilatação

térmica.iv) Introdução de elementos deformáveis

Os elementos deformáveis mais utilizados são as juntas de dilatação. São intercaladas na tubagem de forma aabsorverem as dilatações.

Flexibilidade natural da tubagemO controlo da dilatação térmica dos tubos é feito simplesmente por um traçado conveniente dado á tubagem,com diversas mudanças de direcção, de maneira que a tubulação tenha flexibilidade própria suficiente.

Uma tubagem será tanto mais flexível quanto:

i) Maior for o comprimento desenvolvido relativamente à distância entre as extremidades.

ii) Mais simétrico for o seu traçado

iii) Menores forem as desproporções entre os diversos lados.

iv) Maior liberdade houver de movimentos.

Nestes casos a expansão é absorvida pelo traçado do próprio tubo compensação natural, nesta técnica, pararesolver o problema apenas tem que se estudar os locais de fixação da tubagem. Na figura 3.1 apresentam-seexemplos dos traçados mais convenientes a dar á tubagem quando se esperam efeitos de dilatação.

Figura 4.1.1 - Exemplos de traçados convenientes de tubagens

a) Compensação natural em L

Diz-se que há uma compensação natural em L, quando ocorre uma inflexão da tubagem a 90º e se aproveitaesta forma para compensar a dilatação do tubo.

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Gráfico 4.1.2 - Determinação do braço mínimo para compensação natural com disposição em L de tubosde aço

EXEMPLO 4.1.4

Determine a dimensão de um compensador natural em L considerando um tubo de aço carbono com odiâmetro de 100 mm, uma extensão de 100 m, temperatura da instalação de 10º C e operação de 90º C.

b) Compensador natural em Z

Diz-se que há uma compensação natural em Z, quando ocorre uma dupla inflexão da tubagem a 90º e o troçoC tem uma extensão superior à da tabela e se aproveita este traçado natural para compensar a dilatação dotubo.

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Gráfico 4.1.3 - Determinação do comprimento mínimo de C para compensação natural com disposição emZ de tubos de aço

EXEMPLO 4.1.5

Determine a dimensão de um compensador natural em Z considerando um tubo de aço carbono com odiâmetro de 100 mm, uma extensão de 100 m, temperatura da instalação de 10º C e operação de 90º C.

1.16.2 EXPANSÃO ABSORVIDA POR INTRODUÇÃO DE ELEMENTOS NO

TRAÇADO DO TUBO As tubagens devem ser suficientemente flexíveis para absorverem o movimento dos componentes durante asua dilatação. Frequentemente a flexibilidade do sistema de condutas, devido á sua extensão, quantidade decurvas e suportes, permitem que não sejam transmitidos esforços a outras instalações, contudo poderá sernecessário incorporar compensadores de dilatação para se aumentar a flexibilidade da rede, tais comocompensadores em U, em espiral e em Ω.

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Figura 4.2.1 - Esquema de um compensador de dilatação em U

Este tipo de compensador elementar, absorve as dilatações e as contracções da tubagem usufruindo daflexibilidade própria, o comprimento b do braço do U, poderá ser calculado partindo de uma esquematizaçãoaproximada ao comportamento real. Adoptamos a título de exemplo o esquema mais simples. A força Fdevida á dilatação térmica aplicada na tubagem actua sobre o braço da junta, que se supõe encastrado no pontoA. Nesse ponto o momento flector tem o valor de:

Mf = F × b

A solicitação consequente é dada por: σf = Mf /v

O momento resistente v em relação ao eixo determina-se por: v = I/(D/2)

I – momento de inércia do tubo

Por substituição do momento resistente na expressão da tensão resulta:

De acordo com a hipótese da viga encastrada em A e carregada numa extremidade com uma força F. a flecha f obtém-se por:

Substituindo f na expressão da tensão tem-se:

Resolvendo relativamente a b resulta:

2

D

I

bF f ×

×=σ

E

b

I

bF

I E

bF f

××

×=

××

×=

33

23

22

3

b

E f D f

×

×××=σ

f

E f Db

σ ×

×××=

2

3

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A tensão flectora admissível é:

σr – tensão de rotura

n – coeficiente de segurança

Para o caso dos tubos de cobre recozido tem-se: σr = 290 N/mm2

Coeficiente de segurança n = 3 ⇒ σf;adm = 290/3 =96,67 N/mm2

Módulo de elasticidade do cobre recozido E = 132.000 N/mm2

A expressão que fornece o comprimento do braço:

A título de exemplo, consideremos de seguida os dados característicos para a execução dos compensadorespara tubos de cobre e de aço.

Compensadores em U para tubos de cobre

No gráfico 4.2.1 para tubos de cobre determina-se o braço H da junta em U

nr

adm f

σ σ =;

D f f D

b ××=×

×××= 26,45

67,962000.1323

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Gráfico 4.1.4 - Comprimento do braço do compensador em U para tubos de cobre

L – distância entre os apoios fixos F1 e F2

L0 – distância entre duas ramificações próximas do compensador

l0 – distância entre a linha do eixo do compensador á ramificação mais próxima

H – braço do compensador

R - raio de curvatura do tubo aproximadamente 4 a 5 vezes o seu diâmetro exteriorO passo seguinte é verificar se L0 não é inferior ao valor mínimo da tabela 3.2 em função de H.

Para valores de L0 inferiores aos mínimos admitidos, majora-se H de acordo com a tabela 4.2.2.

Tabela 4.2.1 - Compensador formado pelo tubo valores mínimos de L0 e H

Diâmetro do tubo 12×1 14×1 18×1 22×1,5 28×1,5

L0 mínimo mm 1000 1200 1400 1600 1800

H mínimo mm 250 300 350 400 450

Tabela 4.2.2 - Majoração de H de acordo com L0

L0 = 0,75 L0 mínimo H = 1,10 H mínimo

L0 = 0,50 L0 mínimo H = 1,40 H mínimo

Recomenda-se que o compensador esteja estabelecido de uma forma equidistante em relação aos ramais ouseja l0 = L0 /2.

Os compensadores também podem ser formados por acessórios para brasagem. Aplicam-se em tubos de cobrerecozido.

O compensador em U para tubos de cobre também pode ser quadrado H = ι ou rectangular H = 2×ι. O valorde H é função do diâmetro do tubo e da dilatação.

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Tabela 4.2.3 - Braço H em cm do compensador de dilatação quadrado, H = ι Diâmetro exterior do tubo

D mmDilatação ∆L mm

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,010 5,8 8,2 10,2 11,6 13,0 14,2 15,4 16,4 17,4 18,4

12 6,4 9,0 11,0 12,7 14,2 15,6 16,8 18,0 19,1 20,1

14 6,9 9,7 11,9 13,8 15,4 16,8 18,2 19,5 20,6 21,7

15 7,1 10,1 12,3 14,2 15,9 17,4 18,8 20,1 21,43 22,5

16 7,4 10,4 12,7 14,7 16,4 18,0 19,5 20,8 22,1 23,3

18 7,8 11,0 13,5 15,6 17,4 19,1 20,6 21,4 23,4 24,7

20 8,2 11,6 14,2 16,4 1\8,4 20,1 21,7 23,3 24,7 26,0

22 8,6 12,2 14,9 17,3 19,3 21,1 22,8 24,4 25,9 27,3

25 9,2 13,0 15,9 18,4 20,6 22,5 24,3 26,0 27,6 29,1

28 9,7 13,8 16,8 19,5 21,7 23,8 25,7 27,5 29,2 30,8

Tabela 4.2.4 - Braço H em cm do compensador de dilatação rectangular, H = 2×ι Diâmetro exterior do tubo

D mmDilatação ∆L mm

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0

10 6,7 9,5 11,8 13,4 15,0 16,4 17,8 19,0 20,1 21,2

12 7,4 10,4 12,7 14,7 16,4 18,0 19,4 20,8 22,1 23,2

14 7,9 11,2 13,8 15,9 17,8 19,4 21,0 22,5 23,8 25,1

15 8,2 11,6 14,2 16,4 18,4 20,1 21,7 23,2 24,6 26,016 8,5 12,0 14,0 17,0 19,0 20,8 22,5 24,0 25,5 26,8

18 9,0 12,7 15,6 18,0 20,1 22,1 23,8 24,7 27,0 28,5

20 9,5 13,4 16,4 19,0 21,2 23,2 25,1 26,8 28,5 30,0

22 10,0 14,1 17,2 19,9 22,2 24,4 26,3 28,1 29,9 31,5

25 10,6 15,0 18,4 21,2 23,7 26,0 28,1 30,0 31,8 33,5

28 11,2 15,9 19,4 22,5 25,1 27,5 29,7 31,8 33,7 35,5

Compensadores em U para tubos de aço carbonoAs juntas de expansão para tubos de aço são formadas por troços rectos de tubos e curvas soldadas conformefigura. Os braços das juntas de expansão para tubos de aço têm o dobro do seu afastamento, o afastamentopoderá ser determinado pelo gráfico 3.5, conhecendo-se a dilatação total esperada entre apoios fixos.

L D H ∆×= 3,1

L D H ∆×= 5,1

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Figura 4.2.2 - Configuração de juntas de expansão para tubos de aço

Gráfico 4.1.5 - Capacidade das juntas de dilatação em U para tubos de aço carbono.

Compensador em espiral ou de volta completa

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Figura 4.2.3 - Compensador em espiral ou de volta completa (full loop)

Este compensador é formado por uma volta do tubo, nas condutas de vapor são instalados na horizontal para

evitar a acumulação de condensados a montante do compensador.O lado de jusante está disposto abaixo do lado de montante e a tubagem deverá ter pendente para não seacumularem os condensados no compensador

Este compensador não gera uma força em oposição ao tubo em expansão como nos outros compensadores,mas a pressão do fluido tem tendência a desfazer a volta o que gera um esforço adicional sobre os pontos defixação.

Este tipo de compensador não é muito utilizado.

Compensador em espiral ou de volta completaQuando há espaço disponível este tipo de compensador é preferível uma vez que a entrada e a saída estão nomesmo plano. A pressão não provoca esforços adicionais como no anterior. No caso de tubagem condução devapor se os compensadores tiverem de ser instalados na vertical deverá ser previsto a purga de condensado dolado de montante.

Figura 4.2.4 - Compensadores do tipo lira para tubos de vapor com purga de condensados a montante

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Tabela 4.2.5 - Raio R em cm do compensador de dilatação do tipo lira para tubos de cobreDiâmetro exterior do tubo

D mmDilatação ∆L mm

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0

10 2,9 4,1 5,1 5,8 6,5 7,1 7,7 8,2 8,7 9,2

12 3,2 4,5 5,5 6,4 7,1 7,8 8,4 9,0 9,6 10,1

14 3,4 4,9 6,0 6,9 7,7 8,4 9,1 9,7 10,3 10,9

15 3,6 5,0 6,2 7,1 8,0 8,7 9,4 10,1 10,7 11,316 3,7 5,2 6,4 7,4 8,2 9,0 9,7 10,4 11,0 11,6

18 3,9 5,5 6,8 7,8 8,7 9,6 10,3 10,7 11,7 12,3

20 4,1 5,8 7,1 8,2 9,2 10,1 10,9 11,6 12,3 13,0

22 4,3 6,1 7,5 8,6 9,6 10,6 11,4 12,2 12,9 13,6

25 4,6 6,5 8,0 9,2 10,3 11,3 12,2 13,0 13,8 14,5

28 4,9 6,9 8,4 9,7 10,9 11,9 12,9 13,8 14,6 15,4

Tabela 4.2.6 - Distância máxima admissível L (m) entre apoios fixos para tubos de aço

DN RTemperatura de operação em º C

95 150 205 260 315 370 425 450

50 250 17,0 9,5 6,9 5,0 4,0 3,4 3,0 2,8

300 22,0 12,0 8,9 6,6 5,3 4,5 4,0 3,8

350 27,0 15,0 11,1 8,4 6,7 5,3 5,0 4,6

65 325 22,1 12,4 8,6 6,3 5,2 4,6 4,0 3,7

390 28,6 16,0 11,3 9,1 8,5 6,0 5,3 4,8

455 35,8 20,3 14,2 10,7 8,9 7,6 7,2 6,7

80 400 27,8 15,6 10,9 8,4 6,7 5,6 5,1 4,7480 35,8 20,2 14,1 11,2 8,6 7,4 6,6 6,2

L D R ∆×= 65,0

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Tabela 4.2.6 - Distância máxima admissível L (m) entre apoios fixos para tubos de aço

DN RTemperatura de operação em º C

95 150 205 260 315 370 425 450

560 43,4 25,1 17,5 13,5 10,9 9,4 8,4 7,9

100 500 40,0 22,3 15,5 11,7 9,5 8,1 7,1 6,9600 51,3 29,0 20,2 15,4 12,4 10,7 9,5 9,0

700 61,9 36,1 25,1 19,1 15,5 13,5 11,9 11,4

Nota:Os compensadores de expansão formados pela alteração do traçado do próprio tubo, é uma técnica pararesolver o problema, mas necessita de espaço, aumenta o percurso do escoamento e a respectiva perda decarga.

Pré tensionamento da tubagemO pré tensionamento a frio é um dos meios utilizados para se controlarem os efeitos da dilatação térmica,consistem em se introduzir na tubagem, durante a montagem, tensões iniciais da mesma natureza e de sinaiscontrários, das que se originarão em consequência da dilatação térmica. A finalidade dessas tensões iniciais écompensar totalmente ou em parte, as tensões resultantes da dilatação.

Nunca se faz o pré tensionamento total, porque resultaria em introduzir-se nos tubos, tensões do mesmo valordas tensões devidas á tensão térmica mas de sinal contrário, que é exactamente o que se pretende evitar. Poressa razão, o pré tensionamento é sempre parcial, isto é, o comprimento a menos da tubulação fria, é igual auma parcela apenas da dilatação total, da ordem de 50%.

O valor da dilatação é calculado para cada secção disposta entre apoios fixos. O comprimento dos tubos éreduzido em metade do valor da dilatação e traccionado a frio por aperto de flanges, á temperatura ambiente,sendo o sistema colocado em tensão numa direcção. Quando aquecido a uma temperatura correspondente ametade da temperatura prevista, as tensões impostas aos tubos são aliviadas. À temperatura de operação,correspondente à dilatação total, o tubo ficará submetido a uma tensão de sentido oposto. Como resultado atubagem em vez de ser submetida a um esforço de 0 F a + 1 F unidade de força, é submetido a uma tensão de -½ F a ½ F unidade de força.

Figura 4.2.5 - Utilização de um espaçador para colocar os tubos em pré tensão

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Em termos práticos, a tubagem é montada a frio e é intercalado um espaçador entre duas flanges decomprimento igual a metade da dilatação prevista. Quando a instalação está montada com as ancoragens dosdois lados do espaçador fixadas, este é removido e os parafusos das flanges são apertados para tencionar ostubos.

EXEMPLO 4.2.1

No exemplo 3.4, determine a dimensão do compensador natural em L considerando um pré tensionamento dotubo de aço carbono correspondente a metade do valor da expansão.

RESOLUÇÃO

Pré tencionando a tubagem, por imposição de um alongamento de ∆L/2 = 55,6 mm, a dilatação a compensartem o valor de 55,6 mm que é metade do valor anterior.

Neste caso o comprimento mínimo do braço é de 4,6 m.

EXEMPLO 4.2.2

Com os dados do exemplo 3.5, determine a dimensão do compensador natural em Z considerando um prétensionamento do tubo de aço carbono correspondente a metade do valor da expansão.

RESOLUÇÃO

Pré tencionando a tubagem, por imposição de um alongamento de ∆L/2 = 55,6 mm, a dilatação a compensartem o valor de 55,6 mm que é metade do valor da calculada em 3.5.

Neste caso o comprimento mínimo do braço é de 3,8 m

1.16.3 JUNTAS DE EXPANSÃO GeneralidadesQuando parte ou toda a dilatação não poderá ser absorvida pela flexibilidade natural da tubagem, podemutilizar dispositivos para absorver a dilatação ou expansão.

Na prática a expansão da tubagem e os respectivos suportes podem ser classificados em três grupos como estárepresentado na figura.

Figura 4.3.1 - Diagrama esquemático de um troço de tubo com apoios

Os pontos de fixação ou ancoragem definidos como A, são a partida para a análise da expansão.

Os pontos de suporte deslizantes B, permitem o livre movimento para dilatação dos tubos, mantendo-osalinhados.

O dispositivo de expansão no ponto C tem como finalidade absorver a dilatação e a contracção do tubo.

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Figura 4.3.2 - Apoios deslizantes

Os suportes de rolo representados na figura 3.8 são ideais para suportarem condutas e ao mesmo tempopermitirem o seu movimento nas duas direcções. Para as tubagens de aço os suportes deverão ser construídosem materiais ferrosos, no caso dos tubos de cobre os suportes serão em material não ferroso. É boa práticaneste tipo de suportes prever uma braçadeira aparafusada ao suporte com intervalos máximos de 6 m paramanter os tubos alinhados durante os movimentos de expansão e contracção.

Quando dois tubos estão dispostos um por cima do outro o tubo superior não pode ser apoiado no inferior para

não ocorrerem tensões adicionais, os seus suportes são sempre independentes.Todos os suportes deverão ser dimensionados para o diâmetro exterior da tubagem.

As juntas de expansão são peças não rígidas que se intercalam nas tubulações com a finalidade de absorver asdilatações provenientes das variações de temperatura e também de impedir a propagação de vibrações. Sãodimensionados para absorver a dilatação dos tubos sem variar o seu comprimento entre apoios fixos.

As juntas de expansão são usadas principalmente nos seguintes casos, em que se justifica o seu emprego:

1. Quando o espaço disponível é insuficiente para que se possa ter um trajecto da tubulação comflexibilidade capaz de absorver as dilatações.

2. Em tubulações de diâmetro muito grande (acima de 500 mm), ou de material muito caro, onde haja

interesse económico em fazer-se o trajecto o mais curto possível. Um trajecto mais longo para umatubulação aumenta não só o custo da tubulação em si, como também o custo das fundações,estruturas de suporte etc., principalmente no caso de tubos pesados, de grande diâmetro.

3. Em tubulações que por exigências de serviço devam ter trajectos directos rectilíneos com ummínimo de perdas de carga ou de turbilhonamentos.

4. Em tubulações sujeitas a vibrações de grande amplitude.

5. Para a ligação directa entre dois equipamentos.

Em certas tubulações ligadas a equipamentos delicados, ou muito sensíveis, a junta de expansão servirá, nesse

caso, para evitar a possibilidade de transmissão de esforços da tubulação para o equipamento.

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Comparando-se uma junta de expansão com uma tubulação dotada de curvas capazes de absorver a dilataçãoequivalente, verifica-se que a tubulação com curvas, devido ao maior comprimento de tubo necessário, conduza maiores valores das perdas de carga e das perdas de calor, acréscimo esse que pode chegar a 30%. Emcompensação, as juntas de expansão são em geral mais caras do que o comprimento adicional de tubo,principalmente para pequenos diâmetros. A desvantagem mais séria das juntas de expansão é, porém, o facto

de constituírem sempre um ponto fraco da tubulação, sujeito a defeitos, a vazamentos, e a maior desgaste,podendo dar origem a sérios acidentes, e com necessidade constante de inspecção e manutenção: essa é aprincipal dificuldade no seu uso.

A maioria das juntas de expansão, são fabricadas sob encomenda para cada caso específico. Para a encomendadessas peças, pelo menos os seguintes dados devem ser fornecidos ao fabricante:

- Natureza e propriedades completas do fluido ou dos fluidos conduzidos.

- Pressão e temperatura de operação e de projecto, variações possíveis da pressão e da temperatura, comindicação dos valores máximos e mínimos e da duração prevista dessas variações.

- Tipo da junta requerida; não só o tipo geral, como também detalhes desejados ( tirantes, camisa

interna, anéis de equalização etc.), como veremos adiante.- Diâmetro nominal do tubo, tipo de ligação da junta á tubulação ( flange, soldadura, rosca), com

descrição completa.

- Material da tubulação (especificação completa). Condições especiais de corrosão, de abrasão ou deerosão, se houver.

- Especificação completa do isolamento térmico, se houver.

- Posição de trabalho da junta (vertical, horizontal, inclinada).Cargas que estejam agindo sobre a junta.Dimensões máximas que deva ter a junta, caso existam limitações de espaço.

- Valores dos movimentos axial (distensão ou contracção), angular, lateral ou combinações desses, quea junta deva absorver. No item a seguir trataremos especificamente dos movimentos das juntas deexpansão e definem-se os tipos fundamentais desses movimentos.

- Frequência dos ciclos de aquecimento e resfriamento da tubulação e tempo de vida útil requerido paraa junta de expansão.

- Normas, códigos ou especificações que devam ser obedecidos para a fabricação, inspecção e teste da junta.

- Esquema da tubulação onde ficará a junta mostrando o sistema de suportes.

Existem dois tipos gerais de juntas de expansão: Juntas de telescópio e juntas de fole ou de sanfona.

Movimentos das juntas de expansãoOs três tipos fundamentais de movimentos que pode ter uma junta de expansão são o movimento axial figura3.9, o movimento angular e movimento lateral (off-set). O movimento axial, pode ser de compressão, dedistensão, ou ambos, é o tipo de movimento mais comum, proveniente, em geral, da dilatação de trechos detubos ligados á junta de expansão. Esse tipo de movimento ocorre, por exemplo, nas linhas rectilíneasprovidas de juntas de expansão.

Os movimentos angulares e laterais são característicos de juntas de expansão situadas em tubulações curtasentre dois vasos ou equipamentos. Esses movimentos dão se frequentemente, como se mostra nas figuras, em

consequência da dilatação própria de reservatórios ou equipamentos.

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As juntas de expansão podem ter, evidentemente, não só esses três movimentos básicos, como tambémquaisquer combinações dos mesmos.

Figura 4.3.3 - Movimento axial

Figura 4.3.4 - Movimento lateral e angular

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Figura 4.3.5 - Movimento angular e lateral

Com excepção das juntas articuladas, destinadas exclusivamente a movimentos angulares, qualquer outro tipode junta de expansão deve obrigatoriamente ser colocada entre dois pontos fixos do sistema, entendendo-sepor pontos fixos as ancoragens e os bocais de equipamentos que possuam fundação própria. Em alguns casos aancoragem faz parte da própria junta de expansão. Entre dois pontos fixos só pode haver uma única junta de

expansão.Para as juntas articuladas exige-se que o sistema seja mecanicamente estável, não podendo por isso, entre cadadois pontos fixos, existirem mais de três juntas de expansão.

Juntas de TelescópioAs juntas de expansão telescópicas consistem basicamente em dois pedaços de tubo concêntrico, que deslizamum sobre o outro, cada um ligado a um dos extremos da junta. Possuem uma caixa de empanquesconvencional, com sobreposta e parafusos de aperto, para conseguir a vedação entre o tubo externo e o tubointerno. Estas juntas como é evidente, só podem absorver movimentos axiais das tubulações, por essa razãodevem ser adoptadas medidas convenientes para impedir esforços laterais ou momentos de rotação sobre as

juntas, porque tais esforços danificam-nas em pouco tempo.As juntas de diâmetro superior a 75 mm e de boa qualidade costumam ter, por isso, um sistema qualquer deguias para dirigir o movimento axial, evitando desalinhamentos e rotações causados por esforços laterais,principalmente quando a junta está aberta. Essas guias podem ser internas, externas ou ambas.

Todas as juntas de telescópio devem ter um dispositivo limitador de curso, que impeça o desengate porabertura excessiva. Esses dispositivos podem ser batentes internos ou externos, ou também tirantes limitadoresreguláveis. Alguns modelos de juntas possuem pés de fixação que trabalham como pontos de ancoragem datubulação.

Figura 4.3.6 - Junta telescópica

As juntas telescópicas são fabricadas em aço fundido, ferro fundido, ferro fundido especial e bronze, emdiâmetros nominais até 600 mm , para pressões até 40 kg/cm2 e com um curso até 30 cm. Os extremos paraligação nas tubulações podem ser flangeadas, ou para soldadura de topo, ou ainda roscados, nos diâmetrosinferiores a 100 mm as juntas pequenas e de custo reduzido têm ás vezes, um bucim para aperto do empanque,em lugar da sobreposta com parafusos.

Este tipo de juntas são empregues principalmente em tubulações de vapor de baixa pressão, de condensado oude água quente, em locais congestionados, onde não é possível a colocação de curvas de expansão. Só devemser usadas para serviços leves, onde os movimentos não sejam frequentes, porque a movimentação frequente

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fatalmente causará vazamentos. O empanque é sempre uma causa de possíveis vazamentos, e por isso essas juntas não devem ser empregadas em serviços de responsabilidade ou com qualquer fluido perigoso.

As juntas tipo “Dresser”, e outras semelhantes, podem também ser empregadas como juntas de expansão, paraabsorver pequenas dilatações, em tubulações de baixa responsabilidade, para fluidos não perigosos.

Juntas de Fole ou de SanfonaAs juntas de fole (packless, bellows joints) consistem essencialmente em uma série de gomos sucessivos feitosde uma chapa fina flexível. Como não possuem empanques não há risco de vazamentos, e a manutenção é bemmenor comparativamente com as juntas de telescópio. Por essa razão, podem ser usadas em serviços severos,com fluidos inflamáveis, tóxicos etc.

Figura 4.3.7 - Junta de fole

Mesmo assim, todas as juntas de fole são sempre pontos fracos da tubulação, não só porque a resistênciamecânica do fole de chapa fina é bem menor do que a dos tubos, como também porque estão mais sujeitas áfadiga por serviços cíclicos e a maiores desgastes por corrosão e erosão.

O grande risco nessas juntas é a ruptura súbita do fole, que pode causar vazamentos consideráveis ou até umincêndio de grandes proporções. Por essa razão, em juntas importantes, a construção do fole deve serextremamente cuidadosa. As soldas devem ser todas de topo, no menor número possível, localizadas de formaa sofrerem o mínimo com a deformação do fole, e absolutamente prefeitas. Nas juntas de boa qualidade o foledeve ter apenas uma costura soldada longitudinal, sem soldas circunferenciais. Devem ser feitosobrigatoriamente todos os testes não destrutivos compatíveis com o material e a espessura da chapa (raio X,“magnaflux”, ultra-som, etc.) . Depois da junta instalada e em serviço, deve haver periodicamente umainspecção meticulosa do fole, por fora e por dentro. É importante observar que o material do fole é uma chapafina sujeita a deformações, onde as tensões são elevadas e, portanto, os efeitos de corrosão e erosão são muitograves.

As juntas de fole, dependendo do modelo, podem permitir qualquer tipo ou combinação de movimentos.

Em todas as juntas de fole, o esforço axial necessário para comprimir ou para distender a junta, é bem menordo que o esforço correspondente em uma junta de telescópio para o mesmo diâmetro e pressão de trabalho.

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Nenhuma junta de fole é completamente drenável quando em posição horizontal, isto é, há sempre uma certaquantidade de líquido que fica retido nas corrugações. Quando em posição vertical, há algumas juntas que sãocompletamente drenáveis, dependendo do perfil dos gomos do fole. Note-se que mesmo ínfimas quantidadesde líquido, quando retidas no fole de chapa fina, podem causar sérios problemas de corrosão.

Tipos de juntas de expansão de fole

São os seguintes tipos mais importantes de juntas dessa classe:

• Juntas simples;

• Juntas com anéis de equalização;

• Juntas com articulações (hinge-joints);

• Juntas duplas.

As juntas simples, são usadas apenas para serviços não severos ou para certas tubulações onde se possagarantir que a junta fique sempre perfeitamente guiada e suportada. Essas juntas consistem simplesmente nofole de chapa fina que é directamente soldado aos extremos, geralmente flangeados, para ligação àstubulações. As juntas de boa qualidade costumam ter um dispositivo limitador de curso para evitar a distensãoexagerada do fole, consistindo quase sempre em tirantes de aço com porcas ajustáveis como se pode ver naFigura 2.8.

Figura 4.3.8 - Junta dupla de fole com tirantes

Observe-se que não havendo os tirantes o fole ficará sujeito a uma distensão excessiva, ou mesmo á ruptura,por efeito da pressão interna que tende a aumentar indefinidamente o comprimento do fole; esses tirantes estãoportanto submetidos a um esforço de tracção proporcional á pressão do fluido. As juntas simples permitem

movimento axial, angular, e também pequeno movimento lateral.

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Figura 4.3.9 - Juntas de fole com anéis de equalização

As juntas com anéis de equalização Fig. 2.9 empregam-se para serviços com pressões elevadas ou quando seexijam maiores condições de segurança. Os anéis de equalização são anéis geralmente de aço fundido,bipartidos, colocados externamente entre cada gomo, com as duas metades presas entre si por meio deparafusos. Esses anéis têm por principal finalidade aumentar a resistência do fole á pressão interna, que tendea deformá-lo diametralmente; servem também para evitar a distensão ou o achatamento excessivo de cadagomo, distribuindo igualmente o esforço por todos os gomos. Pela simples observação da figura vê-se que,quando a junta se fecha, cada gomo só poderá ser comprimido até que o anel se encoste nos anéis vizinhos. Oesmagamento da parte côncava de cada gomo será também limitado pelo diâmetro da parte interna do anel,que fica entre cada dois gomos. A necessidade dos anéis de equalização decorre do fato de que dificilmente seconseguirá uma junta de expansão com todos os gomos exactamente iguais entre si, isto é, exactamente amesma flexibilidade. Não havendo anéis de equalização, o gomo que fosse mais fraco absorvia sempre amaior parcela de movimento total, porque começaria a se deformar antes dos outros e com mais frequência doque os outros. Esse gomo estaria assim sujeito a romper-se por fadiga, não só pelo facto de ser mais fraco,como também por se deformar excessivamente.

As juntas com anéis têm sempre tirantes limitadores de curso e, frequentemente, têm também uma camisainterna para proteger o fole dos efeitos da erosão e da corrosão. Quando a junta de expansão se destina atrabalhar com fluidos que possam deixar depósitos ou sedimentos, devem ser previstas pequenas tomadas paraa injecção de vapor, ar comprimido, ou outro fluido sob pressão, entre a camisa interna e o fole, para limpar o

fole continuamente ou quando necessário.Empregam-se as juntas com anéis para absorver movimentos axiais, angulares ou pequenos movimentoslaterais.

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Pag 272

Figura 4.3.10 - Junta articulada

Quando o movimento da tubulação for apenas angular, usam-se as juntas articuladas Figura 2.10, que têm umaarticulação externa presa aos extremos onde se liga á tubulação. Essas juntas devem ter um sistema qualquer

de limitação do movimento angular, que podem ser batentes na articulação, ou tirantes limitadores com porcasÉ evidente que a própria articulação funciona como limitador de extensão e de compressão do fole. Os pinosda articulação devem ter um sistema qualquer de lubrificação permanente para facilitar os movimentos.

Para a absorção de movimentos axiais e laterais combinados, ou para grandes movimentos laterais, usam-se as juntas duplas Figura 2.8, que nada mais são do que duas juntas conjugadas com um pequeno trecho de tubointermediário. É importante que o tubo intermediário seja devidamente suportado, externamente ou pelostirantes, para que o seu peso não actue sobre nenhum dos dois foles, principalmente quando o conjunto estiverinstalado em posição não vertical.

Os foles de todos os tipos de juntas são fabricados de materiais resistentes á corrosão: aços inoxidáveis, cobre,metal Monel, ligas de níquel etc., de acordo com a pressão e temperatura de serviço e a natureza do fluidoconduzido. Fabricam-se juntas até 245 mm de diâmetro nominal, para temperaturas até 870 ºC, e para pressões

desde o vácuo absoluto até 40 kg/cm2.O curso axial pode chegar até 20 cm e a deflexão angular permissível, nos diâmetros pequenos, pode ir até 50ºC. As extremidades das juntas de fole são geralmente flangeadas, ou mais raramente para solda de topo.

As juntas de fole são usadas principalmente para tubulações quentes de grande diâmetro, acima de 500 mm,casos em que geralmente não é possível ou não económico o emprego de curvas de expansão.

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2. ESCOAMENTO DE FLUIDOS 2.1. ESCOAMENTO INCOMPRESSÍVEL

2.1.1 INTRODUÇÃO

Os escoamentos incompressíveis são aqueles que a acção da compressão dos fluidos no escoamento édesprezável.

Em geral, considera-se incompressível um escoamento ocorrido a uma velocidade de até 1/3 da velocidade dosom neste fluido, ou seja Mach 0,3.

O nosso estudo vai focar-se nos escoamentos internos, que se definem como escoamentos completamentelimitados por superfícies sólidas – ex: tubos, dutos, bocais, etc

Os escoamentos podem ser classificados como laminares ou turbulentos de acordo com o comportamento dos

filetes líquidos durante o escoamento.

Laminares× Turbulentos→ solução analítica× numérica/experimental

2.1.2 NÚMERO DE REYNOLDS

Os estudos desenvolvidos por Osborne Reynolds mostraram que o regime de escoamento, laminar outurbulento, dependia de:

Figura 1.2.1 - Escoamento no interior de um tubo

Diâmetro do tubo,

Viscosidade do fluido; e

Da velocidade do escoamento. O número proposto por Reynolds para descrever o movimento de um fluido, relaciona as forças convectivasou de inércia com as forças viscosas

Para os fluidos incompressíveis a expressão geral do número de Reynolds toma o aspecto:

ν

µ

ρ

v

v

v

inércia de Forças=

2

2

viscosasForçasRe

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ν

d Re

v=

Esta expressão é adimensional pelo que se devem utilizar sistemas coerentes de unidades, por exemplo dosistema SI.

v velocidade de escoamento (m/s)

d diâmetro interno da tubagem (m)

ν

viscosidade cinemática (m 2 /s)

2.1.3 LEI DA SEMELHANÇA

Considerando o diâmetro do tubo e v a velocidade média, demonstra-se a semelhança mecânica de ambos osescoamentos através das seguintes expressões:

2

222

1

111 dv =

dv

µ

ρ

µ

Por comparação com a equação de Reynolds:

µ dv=e R

Conclui-se que se os números de Reynolds nos dois escoamentos forem de igual grandeza, os escoamentosserão mecanicamente semelhantes em tubos de diâmetro diferente, com diferentes velocidades e fluidos.

Resulta daqui a grande vantagem de se poderem realizar estudos laboratoriais de fenómenos de escoamentocom custos naturalmente reduzidos e uma maior facilidade de manipulação, uma vez que poderemos utilizartubos de pequeno diâmetro e água como fluído de ensaio.

2.1.4 ESCOAMENTO EM REGIME LAMINAR

Um fluido, num escoamento totalmente laminar através dum tubo move-se em camadas cilíndricas coaxiais.

Devido às forças de atrito existentes entre as camadas, no eixo do tubo a velocidade será máxima, enquantoque junto às paredes permanecerá em repouso, ou seja, a velocidade é nula.

Este comportamento pode ser facilmente demonstrado.

Efectivamente se isolarmos um troço de um tubo com um comprimento ∆l e um diâmetro 2r, em cujas facesactuam as pressões p e p-∆p, e um cilindro coaxial de diâmetro 2x:

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Figura 1.4.1 - Corte esquemático do escoamento interno

Recorrendo à Lei de Newton da viscosidade:

F = µ A (dv/dx)e explicitando os valores da força de atrito em função das forças devido à pressão, teremos:

dx

d xl x p F

v)2(2

π

Explicitando em função de dv:

dx x dvl2

p∆

=

µ

integrando resulta:

x x

r

dx 2

p -=dv

v

0

l

ou seja: 22 -r 4 x pv

l∆=

µ

O perfil da velocidade terá assim, na secção do tubo a forma duma parábola, ou parabolóide se considerado ovolume:

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Figura 1.4.2 - Perfis de escoamento

A velocidade será máxima no eixo do tubo, x = 0, e terá o valor:l4

2

∆=

µ

r pvmáx

A velocidade a uma distância qualquer do tubo, será dada por:

−=

2

r1 xvv máx x

A velocidade média, v m = 0,5 v máx é obtida á distância:r0,707=

2

r x =

O escoamento laminar, onde as forças de viscosidade são dominantes verificam-se principalmente em:

o tubos de pequeno diâmetro;

o velocidades baixas;

o no escoamento de fluidos muito viscosos;

o ou seja para pequenos nº de Reynolds.

Variando um ou mais destes factores obtém-se um valor denominado crítico, para o nº de Reynolds, a partir doqual o escoamento se converte em turbulento.

O valor mais exacto, pois depende dos dispositivos de ensaio, é Re = 2.320 considerando-se na práticaarredondado para Re = 2.300.

Re < 2.300

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Este valor corresponde à velocidade abaixo da qual toda a turbulência é amortecida pela viscosidade do fluido.

Entre os regimes perfeitamente laminar e o turbulento completamente desenvolvido, existe uma zona dita detransição que é uma zona instável, aparecendo por vezes a turbulência para números de Re < 2320, mas apósum pequeno percurso de estabilização livre de perturbações volta a reaparecer o regime laminar.

Pode-se igualmente verificar escoamentos laminares para o nº de Reynolds acima do valor crítico, contudonestes casos não é possível que um escoamento turbulento que entretanto se forme, volte a ser laminar.

2.1.5 ESCOAMENTO TURBULENTO A velocidade crítica acima da qual aparece a turbulência corresponde ao nº crítico de Reynolds, e terá o valor:

V c = 2320υ

/d.

O escoamento turbulento perfeitamente estabelecido considera-se quando os números de Re > 4.000.

No regime turbulento as partículas do fluido para além de se moverem paralelamente, movem-se também

perpendicularmente ao eixo de tubo de tal modo que as trajectórias do fluido se influenciam mutuamentedando origem à formação de pequenos redemoinhos.

Estes redemoinhos não sendo dominados pelas forças de atrito interno das partículas voltam sempre a renovar-se, de tal modo que permanece sempre um valor médio na secção do tubo dando origem a uma dadadistribuição de velocidade.

Devido ao movimento transversal as partículas são transportadas lentamente desde a proximidade da paredeaté ao eixo do tubo e daí em sentido inverso, com maior velocidade até à parede.

Deste intercâmbio de velocidades resulta um perfil mais aplanado quando comparado com o regime laminar.

Teoria da camada limite de Prandtl

Na parede a velocidade anula-se, as partículas aderem à parede como no regime laminar, e as partículasadjacentes movem-se em regime laminar em camadas muito finas segundo a teoria da camada limite dePrandtl, ou seja, paralelamente à parede e sem movimentos transversais.

Esta camada limite, muito delgada, em regime turbulento, decresce com o aumento do nº Re, como se podeobservar através dos seguintes coeficientes aproximados válidos para tubos lisos, que dão igualmente umaideia do valor da espessura da camada limite, δ:

Nº Reynolds espessura da camada limite

10 5 0,0026 d

5x10 5 0,0007d

106 0,0004 d

Considerando estes valores de Re, um tubo de DN 100 e a fórmula aproximada de Prandtl, ou seja:

d 875,0Re0,5

34,2 =

chegaríamos a: δ = 0,26 mm, 0,07mm e 0,04 mm o que permite constatar a considerável redução da camadalimite com o nº de Re e o facto de:

Em regime turbulento o escoamento não poder ser inteiramente definido pelo nº de Reynolds, sendonecessário fazer intervir a rugosidade relativa da parede dos tubos,

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Perfil de velocidadesNo regime laminar o perfil de velocidades é sempre uma parábola uniforme.

Figura 1.5.1 - Perfis de velocidade

No regime turbulento existe uma dependência da distribuição de velocidades relativamente ao nº de Reynolds.

Quanto maior for o nº de Re mais plano será o perfil e tanto mais uniformes serão as velocidades na secção dotubo.

Comportamento hidráulico rugoso da parede do tuboA partir dum determinado valor de Re as rugosidades sobressaem da camada limite, que tende a ser menosespessa com o aumento de Re e aumentam a resistência ao escoamento.

Passaremos a ter então uma parede com comportamento hidráulico rugoso (Oxidações e sedimentações,ataques químicos, etc., tendem a aumentar as rugosidades e a potenciar negativamente as condições de cálculoassumidas para uma tubagem nova)

A experiência de Nikuradse com grãos de areia é paradigmática:

1 ε / d = -2 log 3.7 ƒ

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He discovered that:

In range I, for small Reynolds number the resistance factor is the same for rough as for smooth pipes. Theprojections of the roughening lie entirely within the laminar layer for this range.

In range II (transition range) an increase in the resistance factor was observed for an increasing Reynoldsnumber. The thickness of the laminar layer is here of the same order of magnitude as that of the projections.

In range III the resistance factor is independent of the Reynolds number (quadratic law of resistance). Hereall the projections of the roughening extend through the laminar layer and the resistance factor λ

Rugosidade

O estado da superfície interna das tubagens pode ser caracterizado pela rugosidade das respectivas paredes,cuja influência no escoamento dos fluidos é tanto maior quanto menor for o diâmetro da tubagem.

Figura 1.4.3 - Corte esquemático da parede de um tubo ampliado

É pois necessário analisar simultaneamente estes 2 factores para se determinar a incidência no escoamento.

Material da Tubagem Rugosidade absoluta,ε

(mm)

Cobre, latão, chumbo. polietileno 0,001 a 0,002

Aço rebitado 0.9 a 9

Aço comercial 0,045 a 0,09

Aço galvanizado 0,015 a 0,20

Com revestimento plástico 0,005 a 0,0075

Tubo liso (estirado) 0,0015

Ferro fundido - novo- usado- incrustado

0,250,81,5

aaa

0,81,52,5

Chapa ou Fe fundido asfaltado 0,01 a 0,015

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Cimento (sup.lisa) 0,3 a 0,8

Cimento (sup.bruta) 1 a 2,5

Betão grosseiro 4 a 5

Há que distinguir entre:

Rugosidade absoluta ε , que é a altura média das rugosidades da parede

Rugosidade relativa ε /d, que é o cociente entre a rugosidade absoluta e o diâmetro da tubagem

2.2. PERDAS DE CARGA EM TUBAGENS

2.2.1 EQUAÇÕES DAS PERDAS DE CARGAAplicando a equação da energia entre dois pontos dum troço de tubagem em que se encontra um fluido aescoar-se e desprezando variações de velocidade e compressibilidade:

Figura 2.1 - roço de tubagem com um l!quido em escoamento

f 2

222

1

211 hz

2g

v

g

Pz

2g

v

g

P+++=++

ρ ρ

g

P zh f

ρ

∆+∆=

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Re64µ64

V

88

V

8=

22tubo

=

=

Vd

d

V

f ρ

µ

ρ

τ

ƒ independente da natureza da parede do tubo e portanto poder% ser aplicado não s< a tubos lisos mastambm aos de paredes rugosas.

Regime Turbulento"ontrariamente ao que sucede no regime laminar$ no regime turbulento a natureza das superf!cies t;minflu;ncia no escoamento$ e tanto mais quanto maior for o valor de +e.

Comportamento hidráulico liso da parede do tubo4&="$ &0A$ etc.7

os v%rios estudos e f<rmulas propostas ressalta a teoria de &randlt sobre camada limite laminar:

(Prandlt)

>lasius$ prop?s uma f<rmula alternativa que embora limitada no seu campo de validade$ tem a vantagem deser eplicita$

ƒ

= 0,316 Re-1/4

4000< Re < 10 5 (Blasius)

0m resumo: 9um escoamento turbulento e com um comportamento 'idr%ulico liso da parede do tubo$ o

factor de atrito depende sempre de +e.

Zona de transição entre comportamento liso e rugoso&ara esta zona de transição prop?s "olebroo@ uma f<rmula que actualmente considerada como a quemel'or traduz os fen<menos do escoamento em regime turbulento:

e um modo geral as equações para calcular o factor de atrito são do seguinte tipo:

+= f

D B A

f Re,log

1 ε

o ponto de vista da aplicação pr%tica são vantaosas as formulações epl!citas:

Alguns eemplos seleccionados em função da frequ;ncia das respectivas citações na literatura especializada.

1/ ƒ = 2 log Re ƒ - 0,8

1 ε 2.51 = - 2log + 3.7 d Re ƒ

( )

c f = A+ B R

e

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Equações de Renouard:

Equações de Miller

Equações de Haaland

Aumento das perdas com o Uso tempo de uso das tubagens pode alterar as condições iniciais de escoamento. A ocorr;ncia de fen<menosde "orrosão ou ,ncrustações influenciadas pela temperatura$ potencia condições para a redução dodiBmetro$ atravs do aumento das asperezas interiores.

Cma redução de D E no diBmetro$ significa um aumento de cerca de * E na perda de carga.

2.2.3 DIÂMETRO HIDRÁULICO

&ara uma conduta não circular o conceito desenvolvido anteriormente continua v%lido$ mas algebricamenteo caso complica-se.

&ara o escoamento laminar aplicam-se eactamente as mesmas equações da continuidade e do momento.

&ara o escoamento turbulento$ a lei logaritmica do perfil de velocidades poder% ser usada com umaaproimação ecelente considerando o diBmetro 'idr%ulico.

&ara uma conduta não circular$ o conceito do volume de controlo v%lido mas a %rea da secção recta não

mais πr2 e o per!metro mol'ado & não 2πr.

"onsiderando um tubo 'orizontal$ a equação do momento resulta:

0Ρ =∆−∆+∆ L LsengA pA tuboτ θ ρ

Ρ A Lg zg ph tubo f ∆=∆+∆= ρ τ

ρ

0stas equações são iguais #s anteriores com ecepção de que:

a7 A tensão de corte um valor mdio integrado ao redor do per!metro

b7 A dimensão A6 & substitui o valor do raio do ubo.

&ara efeitos de c%lculo uma conduta não circular caracterizada$ pelo seu raio hidráulico definido como:

( )-0.20

f = 0.21. Re ( )-0.18

f = 0.172. Re

-2ε / d 5,74 f = 0,25 log + 3,7 0,9 Re

1.111 6.9 ε / d = -1.8 log +

Re 3.7 ƒ

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molhadoPerímetro

rectasecçãodaÁrea

=

℘=

A Rh

diBmetro 'idr%ulico define-se como:

hh R A

D ×=×

=℘

= 4molhadoPerímetro

rectasecçãodaÁrea44

&ara uma conduta rectangular$ largura b e altura '.

A ( %rea da secção transversal ( b'

℘ ( per!metro mol'ado ( 24bG'7

=%lida para 16 H '6b H : para outros valores recorrer a dados eperimentais.

• = 4€2'€ • (,

"onduta circular

= ‚ƒ„d e ℘ ( π ∴ ' ( 4Dh = d (tubo)

2.2.4 VARIAÇÕES ALTIMÉTRICAS, FLUIDOS INCOMPRESSÍVEIS

9a aplicação da equação de arc$ sup?s-se um tubo 'orizontal. Iavendo variações altimtricas '% que terem conta a variação da coluna de l!quidoJ introduzindo então a energia de posição da equação de >ernoulli$resulta na f<rmula mais geral:

ghD2

vL 2

21 ρ ρ

±=− f PP

onde$ &1$ &2 - pressão de entrada e de sa!da$ respectivamente 496m2 J &a7

) - comprimento do tubo entre 1 e 2 4m7

- diBmetro interior de tubagem 4m7

= - velocidade de fluido 4m6s7 sinal positivo ser% para tubagens ascendentes e o negativo para tubagens descendentes.

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2.2.5 DIAGRAMA DE MOODY

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&ara simplificação no processo de obtenção das perdas de carga tambm podem ser utilizados gr%ficos erguas de c%lculo$ conforme estão representados nas p%ginas seguintes.

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2.3. PERDAS DE CARGA LOCALIZADASAs perdas de carga que ocorrem devido a singularidades tais como curvas$ t;s$ v%lvulas$ equipamentos emlin'a 4filtros$ permutadores$ etc.7$ e outros acidentes são denominadas por perdas localizadas$ ou singulares.

A perda de carga$ verificada num escoamento$ ao atravessar um acess<rio$ deve-se # turbul;ncia causadapor repentinas mudanças da velocidade e direcção do escoamento no interior do acess<rio.

c%lculo das perdas de carga localizadas emp!rico$ sendo os resultados um pouco imprecisos e atdivergentes.

,sto deve-se a dificuldades da medida e # variedade dos acidentes de percurso.

A relevBncia das perdas de carga localizadas em relação %s perdas em lin'a tende a aumentar na razãoinversa do comprimento da tubagem.

Kituações de válvulas parcialmente fechadas, ou de equipamentos intercalados, conduzem

normalmente a valores de perda localizadas superiores às perdas em linha.

L corrente considerar que os valores de perda de carga localizadas começam a ter pouca epressão$comparativamente #s perdas em lin'a$ para comprimentos de tubagem acima dos 1*** diBmetros.&ara comprimentos pequenos poderão ser muito superiores #s perdas em lin'a.

2.3.1 MÉTODOS DE CÁLCULO DAS PERDAS DE CARGA LOCALIZADAS 9a pr%tica corrente a utilização de tr;s mtodos para o c%lculo das perdas de carga localizadas ousingulares:

• Método dos K, ou étodo dire!to

• Método dos dois K

• Método dos !o"rientos e#ui$alentes

Método dos K ou directo&ode ser definido como a perda de energia cintica devido aos constrangimentos$ fortemente influenciadopela geometria da singularidade

Atendendo à formula de Darcy

M adimensional

%&e"lo Perdas de !ar'a e !ur$as e deri$aes*

V h = K L g

h ∆ P L K = =

21V 2g ρV

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0emplo &erdas de "arga em =%lvulas:

2.3.2 MÉTODO DO COMPRIMENTO EQUIVALENTE As perdas de carga em singularidades são avaliadas em termos de um comprimento equivalente de tubo queteria a mesma perda de carga para o mesmo caudal e com o diBmetro caracter!stico da singularidade.

este modo cada acess<rio de tubagem ser% substitu!do por um comprimento recto do mesmo diBmetro$

cua perda de carga por atrito sea$ portanto$ equivalente # perda de carga do acess<rio.0stes comprimentos serão adicionados ao comprimento real da tubagem recta.

btm-se então um comprimento total equivalente ao qual se aplicar% as f<rmulas gerais de perda de cargalinear por atrito.

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2.3.3 PERDAS DE CARGA LOCALIZADAS MÉTODO DOS 2 K interesse deste mtodo resulta do facto da maior parte da literatura apresentar os valores de M semprerelativos a escoamentos turbulentos.

mtodo dos 2M considera que o coeficiente M não depende nem da dimensão da tubagem nem darugosidade do acess<rio.

L função do:

9N de +enolds 4em regime laminar e turbulento7 e

a geometria do acess<rio.

mtodo 2M toma estas considerações em causa atravs da seguinte equação$ que integra as contribuiçõeslaminar e turbulenta:

K = K 1 /Re + K ∞

(1+ 0,054/)

nde:

M1 ( M para o acess<rio em que 9+e ( 1

M∞ ( M para um acess<rio$ em que 9+e ( ∞

- diBmetro interior da tubagem onde se insere o acess<rio

+e - 98mero de +enolds

16 - compensação das diferenças geomtricas dos acess<rios

M1 e M∞ - obt;m-se de abelas

M independente de +e para valores de +e suficientemente elevados.

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"ontudo a eperi;ncia mostra que o valor de M tende a aumentar # medida que +e tende para o valor 1*** etorna-se inversamente proporcional a +e quando +e toma valores abaio de 1**.

0emplo de curvas de 12 mm 4162O7$ de raio reduzido$ onde a epressão de 2M se austa perfeitamente a

todos os regimes$ neste caso com M1 ( P** e M∞ ( *$Q*

2.3.4 COMPARAÇÃO DOS MÉTODOS A eperi;ncia mostra que o mtodo cl%ssico de um s< M$ em que cada acess<rio tem um comprimentoequivalente$ muito fi%vel para tubagens de aço de 2D mm a 2** mm.

&or oposição$ para diBmetros maiores$ em aços-liga$ pode maorar as perdas de carga da ordem de 1$D a vezes o valor correcto$ o que originar% sobredimensionamento de bombas e gastos de energia suprfluos.

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0m regime laminar$ pelo contr%rio$ o mtodo cl%ssico$ normalmente sub-dimensiona as perdas de carga.

A variada literatura tcnica disponibiliza valores de comprimentos equivalentes.

L necess%rio contudo ter em atenção que na maior parte dos casos os valores são dados para diBmetros de2D mm a 2** mm e no pressuposto de regime perfeitamente turbulento 4e. OIdraulic ,nstituteR7.

2.3.5 MÉTODOS DE CÁLCULO DE PERDAS DE CARGA Senericamente poder-se-ão equacionar tr;s tipos de problemas num escoamento turbulento:

Tipo Conhecidos Desconhecidos

1 Q, d, ε , υ h L

2 D, ε , υ , h L

Q

3 Q, ε , υ , h L

d

Pro.leas do ti"o 1*

+esolvem-se facilmente atravs do diagrama de Tood. A equação de arc permite determinar ')

Pro.leas do ti"o e ti"o 3*

A utilização do diagrama de Tood obriga necessariamente a um processo iterativo. 9estes casosconsidera-se # partida uma velocidade recomendada para o fluido.

2.3.6 VELOCIDADES MÁXIMAS RECOMENDADAS PARA ESCOAMENTOS DE

ALGUNS FLUIDOS

Fluido Material do conduto Velocidade m/s

Acetileno Aço-carbono 20 a 25Ácido sulfúrico concentrado Aço-carbono 1,0 a 1,2

Ácido sulfúrico diluído Chumbo 1,0 a 1,2

Água de refrigeração de motores Acima de 2,0

Água fria: alimentação de caldeiras Aço-carbono 4,0 a 8,0

Água fria: aspiração de bombas centrífugas 1,0 a 1,5

Água fria: aspiração de bombas de pistão 0,8 a 1,0

Água fria: descarga de bombas centrífugas 2,0 a 3,0

Água fria: descarga de bombas de pistão 1,0 a 2,0

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

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Fluido Material do conduto Velocidade m/s

Água fria: linhas de abastecimento por gravidade 0,5 a 1,5

Água fria: linhas de recalque 1,0 a 2,5

Água fria: linhas industriais 2,0 a 3,0Água para aquecimento: circulação forçada 0,5 a 2,0

Água para aquecimento: circulação natural 0,05 a 1,0

Água salgada Aço revestido 1,5 a 2,5

Água salgada Cobre / níquel 70-30 4,0

Água salgada Cobre / níquel 90-10 3,0

Água salgada Latão 1,5

Amônia (gás) Aço-carbono 25 a 35

Amônia (líquido) Aço-carbono 2,0

Ar comprimido: aspiração de compressores alternativos 15 a 20

Ar comprimido: aspiração e descarga de turbocompressores 20 a 25

Ar comprimido: descarga de compressores alternativos 25 a 30

Ar comprimido: insuflamento de fornos 12 a 15

Ar comprimido: linhas em geral Aço-carbono 15 a 20

Ar de ventilação: aspiração de ventilador 5,0 a 15

Ar de ventilação: circulação em ambientes 0,025 a 0,25

Ar de ventilação: descarga de ventilador 5 a 15

Ar de ventilação: dutos principais 3 a 11

Ar de ventilação: dutos secundários 2,5 a 8

Ar de ventilação: filtros 1,3 a 1,8

Ar de ventilação: grelhas de insuflamento 1,0 a 10

Ar de ventilação: grelhas de retorno 2,0 a 6,0

Ar de ventilação: tomada externa 3,5 a 6,2Cloro gás Aço-carbono 15 a 20

Cloro líquido Aço-carbono 1,5 a 2,0

Gases de admissão motores Diesel 25 a 30

Gases de admissão motores Otto 10 a 20

Gases de escape motores Diesel 2 tempos 25 a 30

Gases de escape motores Diesel 4 tempos 35 a 40

Gases de escape motores Otto 2 tempos 10 a 15

Gases de escape motores Otto 4 tempos 15 a 25

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 296

Fluido Material do conduto Velocidade m/s

Hidrocarbonetos líquidos: linhas de recalque Aço 1,5 a 2,5

Hidrocarbonetos líquidos: linhas de sucção Aço 1,0 a 2,0

Hidrogênio Aço-carbono 20Óleos em lubrificação de motores 0,5 a 1,0

Soda cáustica sol até 30% Aço-carbono ou monel 2,0

Soda cáustica sol 30 a 50% Aço-carbono ou monel 1,5

Soda cáustica sol 50 a 75% Aço-carbono ou monel 1,2

Tetracloreto de carbono Aço-carbono 2,0

Vapor d'água saturado até 10 bar Aço-carbono 15 a 30

Vapor d'água saturado acima de 10 bar Aço-carbono 30 a 45

Vapor de água sobreaquecido Aço-carbono 45 a 60

2.4. PERDAS DE CARGA EM SISTEMAS DE TUBAGENS

2.4.1 PROCESSO EXPEDITO DE CÁLCULO Apresenta-se uma forma menos tradicional mas vers%til de resolução deste tipo de problemas$ para os casosem que f não depende de +e:

processo de resolução baseia-se no facto de ser vantaoso epressar as perdas de carga distribu!das naforma eponencial.

') ( +3

') ( perda de carga no comprimento ) de tubo considerado

+ ( coeficiente de resist;ncia 3 ( caudal ( epoente

ependente da formulação escol'ida$ o coeficiente de resist;ncia poder% ser função da rugosidade$ ou docomprimento e diBmetro do troço da tubagem em causa. Ke substituirmos a equação de arc na equaçãoeponencial$ resulta (2 e para +:

G = …†3 = ‡. ˆ2~ˆ|4

‰ G = Š‡.~|l

9os problemas mais compleos de an%lise de redes 4tipicamente distribuição de %gua7 conveniente$ com

vista a reduzir o n8mero de c%lculos envolvidos$ utilizar f<rmulas epl!citas para o factor de atrito$ ƒ.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 297

Sistemas de tubos em série

Figura .1 - "analização formada por tubos dispostos em srie

Regra 1: 3 1 ( 3 2 ( 3 ( "onstante

233

222

211 d V d V d V ==

Regra 2: ∆'A→> ( ∆'1 G ∆'2 G U.G ∆'9

+++

++

+=∆ ∑∑∑→ N

N

N N N B A k

d

L f

g

V k

d

L f

g

V k

d

L f

g

V h

2...

22

2

22

222

21

1

112

1

Sistemas de tubos em paralelo

Figura .2 - Kistema de tubos em paralelo

9a resolução deste tipo de problemas$ de solução iterativa$ aplica-se normalmente os dois seguintes

princ!pios b%sicos:

Regra 1: soatrio dos !audais nos raais de$er ser i'ual ao !audal total da lin2a onde o

sistea se insere ("ontos de uno)

Q = Q 1 + Q 2 + Q 3 =Σ

Q i

Regra 2: "erda de !ar'a entre os "ontos de uno ( e B), ser a esa "ara todos os raais

2 →B = 21 = 2 = 23

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 298

Sistema formado por três reservatórios

Figura . - Kistema formado por tr;s reservat<rios

9o caso de tr;s reservat<rios convergentes num n<$ se todos os caudais forem considerados positivos nosentido reservat<rio n< então:

3 1 G 3 2 G 3 ( *

,sto implica que a %gua aflui a pelo menos um dos reservat<rios.

A lin'a de carga na elevação tem a altura:

g p zh j

j j ρ

+=

&ara simplicidade consideram-se pressões relativas assim$ a pressão '% superf!cie dos reservat<rios zero: p1 ( p2 ( p ( *

A perda de carga em cada ramal$ dever% ser tal que:

jh zd

L f

g

vh −==∆ 1

1

1121

1 2 jh z

d

L f

g

vh −==∆ 2

2

2222

2 2 jh z

d

L f

g

vh −==∆ 3

3

3323

3 2

Arbitra-se ' e resolvem as equações para determinar v1$ v2 e v e por consequ;ncia 3 1$ 3 2 e 3 .

Ke ' for arbitrado demasiado elevado$ a soma 3 1 G 3 2 G 3 ser% negativa$ o remdio ser% reduzir ' e viceversa.

Redes malhadas Método de Hardy-Cross mtodo de Iard "ross$ aplica-se a redes mal'adas e baseia-se nos princ!pios dos sistemas de tubos emparalelo e utiliza aproimações sucessivas para determinar o caudal em cada ramal por forma a que seamsatisfeitos os princ!pios fundamentais. u sea:

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Pag 300

0sta correcção para cada ramal conseguida atravs da soma algbrica entre o valor correctivo paraa mal'a e o valor do caudal do ramal.

9o caso de um ramal pertencer simultaneamente a duas mal'as ter% necessariamente duas correcções$ umapor cada mal'a.

Kerão$ portanto$ adicionados algebricamente os valores correctivos de cada mal'a dos caudais iniciaisconsiderados.

sinal do valor correctivo da mal'a considerada$ dever% ser contr%rio ao da outra mal'a que ten'a umramal em comum.

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Pag 301

2.5. ESCOAMENTOS COMPRESSÍVEIS

2.5.1 INTRODUÇÃO O escoamento de um gás em regime estacionário pode ser descrito por inúmeras equações, mas nenhuma éuniversal. O efeito do atrito é difícil de quantificar e é a principal razão pelas variações nas equações doescoamento.

2.5.2 EQUAÇÃO GERAL DO ESCOAMENTO

A equação geral do escoamento em regime estacionário de um gás num tubo deriva da equação de Bernoulli.A pressão decresce ao longo da conduta na direcção do escoamento (devido à perda de energia de pressãopara vencer o atrito), a densidade do gás também decresce. Num escoamento estacionário a massa de gás é

constante em qualquer ponto da conduta.kK ‹K K = k ‹

Se a área da secção recta é constante A1 = A2, pelo que a equação da continuidade tem o aspecto.kK ‹K = k ‹

Como consequência da diminuição da densidade a velocidade de escoamento do gás aumenta e a energiacinética deve aumentar. Parte da energia total disponível é utilizada para originar este aumento.

Como a velocidade varia ao longo do tubo, torna-se necessário considerar um ao troço de comprimentoelementar no cálculo da perda de carga e integrar ao longo de toda a extensão da conduta para se determinartoda a perda de carga devida ao atrito.

Escoamento ao longo de um tubo de comprimento L

9a figura D.1 temos uma pressão p % distBncia da entrada e uma pressão pGdp a uma distBncia Gd. Adensidade V e a velocidade de escoamento W variam analogamente atravs do elemento d de comprimento

). Ke a alteração de densidade dρ ao longo do elemento for desprez%vel 4ou sea o elemento de g%s tem umadensidade constante7$ a equação de >ernoulli aplicada a este elemento fica com o aspecto.

Ak~ +

2~ + Π= A + A

k~ +'‹ + ‹(

2~ + 'Œ + Œ( + …

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Pag 303

Considere a equação de estado para o gás e para o ar à mesma pressão pn e temperatura Tn, o factor decompressibilidade é unitário nestas condições.

Gás: pn =ρnRTn

Ar: pn =(ρar)nRarTnkMk›œ = G›G = z ‰ G = G›z

Onde S é a densidade relativa do gás. Assim:

kM = AMG M = z AMG› M

Substituindo na equação (2) temos:

−A A = Š‡| zAMG› M 3Ml —G›z ˜Ž + A- z—G›˜ ~Œ

Simplificando:

−A A = Š‡z—˜|G›l 3M AMM Ž + A- z—G›˜ ~Œ

Integrando a equação entre x=0; com p=p1 e x = L; em que p=p2 resulta:

− A − AK2 ž = Š‡z—˜|G›l 3M AMM . + A- z—G›˜ ~…

Resultando:

RgŸ − RŸŸ = gX¡¢Q£Ÿ¤¥S¦§ TŸ R¨

Q¨Ÿ

© + R¥ªŸ

¡¢¤¥SQ «¬

Com Qn em evidencia temos:

T¨ = £Ÿ¤¥SgX × Q¨R¨ × &RgŸ − RŸŸ5 − ŸR¥ªŸ ¡«¬¢¤¥SQ ) ¦§ ¡©Q¢

Estas são as equações gerais aplicadas no escoamento de um gás em regime estacionário.

Se a conduta for horizontal o termo relativo à elevação é nulo:

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 304

2A- z—G›˜ ~… = /

A equação anterior reduz-se a:

T¨ = U × Q¨R¨ × ®RgŸ − RŸŸ5¦§¯ ¡©Q¢

Com: ! = ° ‚„š±²Km

Fazendo Rar (Nm kg-1 K-1); p (Nm-2); D (m); L (m); T (K) obtém-se Qn (m3s-1).

O estabelecimento da equação geral envolveu um grande número de simplificações tais como:i) Escoamento em regime estacionário

ii) Escoamento isotérmico devido á dissipação de calor para a vizinhança através das paredes da conduta.

iii) Variações de energia cinética desprezáveis.

iv) Compressibilidade constante do gás em toda a extensão da conduta.

v) Validade do coeficiente de perdas por atrito de Darcy ao longo da conduta.

vi) Coeficiente de atrito constante ao longo de todo o comprimento da conduta.Uma forma simplificada da equação geral do escoamento de gases foi desenvolvida para aplicação em sistemade condutas com escoamento em baixa pressão. Na simplificação fez-se a conversão do termo 'AK − A( para(p1 – p2):

'AK − A( = 'AK + A('AK − A( = 2 'AK + A(2 'AK − A( = 2-'AK − A(

Em que'”³„( é a pressão média do fluido no interior da conduta.

A pressão p é pressão absoluta. Normalmente, em sistemas de baixa pressão as pressões manométricas têm

valores muito reduzidos e as pressões absolutas são iguais a pn. Se a pressão média pav for considerada igual apn, T ≅ Tn e Z ≅ 1, a equação geral do escoamento de fluidos compressíveis pode ser apresentada da forma:

T¨ = U´N × Q¨R¨ × µ 'Rg − RŸ(¦§, ¡©

Com: !¶· = ° ‚„š±²e

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Pag 305

2.5.3 FACTOR DE ATRITO

A velocidade de escoamento de fluidos compressíveis em condutas poderá variar de valores muito baixos emsistemas de baixas pressões BP até valores apreciáveis em sistemas de transmissão de gás a altas pressões AP.Escoamentos com velocidade reduzida têm frequentemente propriedades de escoamento laminar e quando as

velocidades são elevadas o escoamento é completamente turbulento. Contudo a maioria dos sistemas dedistribuição de gás operam na região parcialmente turbulenta.

Na região laminar o coeficiente de atrito é função do número de Reynolds Re e define-se pela relação deHagen-Poiseuille:

‡ = J4G

Substituindo na equação geral do escoamento obtém-se a equação de Hagen-Poiseuille para o escoamentolaminar.

No escoamento turbulento o factor de atrito f depende do número de Reynolds e da rugosidade relativa dasparedes do tubo. A rugosidade relativa das paredes do tubo é:

¹

ε - rugosidade absoluta ou efectiva das paredes do tubo.

D – diâmetro interior do tubo

Para condições de escoamento de um gás em regime estacionário através de uma conduta com um diâmetrodeterminado o número de Re é directamente proporcional ao caudal de gás em escoamento. De acordo com ostrabalhos de Wilson e Ellington (1958) a região de escoamento turbulento poderá ser separada para qualquerrugosidade relativa em duas partes, uma para a qual o factor de atrito depende somente do número deReynolds (região parcialmente turbulenta) e é determinada pela equação implícita:

° K = ºr»G µ ‡ − /$; 2** H +e H 1*X

Outra com o regime turbulento completamente desenvolvido em que o factor de atrito é independente donúmero de Reynolds.

° K

= 2WF"~ $n׃

¼ – +e Y 1*X

Nas regiões parcialmente turbulenta e turbulenta o factor de atrito deverá ser corrigido de forma a introduzir oefeito de forças adicionais de arrasto devidas a juntas de soldadura, acessórios, impurezas, ferrugem eincrustações no interior do tubo. Para proceder a esta correcção introduziu-se um factor de eficiência ξ quevaria entre 0,8 e 1,0 para a maioria das condutas de gás.

O valor de 1 representa uma eficiência ou seja quando as paredes interiores do tubo são perfeitamente lisas eestão completamente limpas.

O valor de 0,8 é utilizado para tubos novos não lisos.

O valor de 0,7 aplica-se a tubos de aço velhos.

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Pag 306

1½ = ξ 1½ ¾¿ÀÁÂ

f ideal, representa o factor de atrito determinado pelas expressões anteriores.

Para os fluidos compressíveis a expressão mais apropriada para o número de Reynolds é:

v velocidade de escoamento (m/s)

d diâmetro interno da tubagem (m)

µ

viscosidade dinâmica (Kg/ms)

ρ

massa volúmica ( Kg/m 3 )

No caso dos fluidos compressíveis, e atendendo à equação de continuidade, é usual, referir o produto davelocidade pela densidade ao estado normal, então:

O volume normal (n) poderá ser apresentado em função do caudal volúmico, em (m 3 n/h) e ter-se-á:

ou em termos de caudal mássico em (Kg/h), ter-se-á:

Nas expressões acima, considerou-se “n” índice referindo o estado normal (0°

C e 1 atmosfera) e

v velocidade de escoamento (m/s)

d diâmetro interno da tubagem (m)

υ

viscosidade cinemática (m 2 /s)

µ

viscosidade dinâmica (Kg/m.s)

ρ

- massa volúmica ( Kg/m 3 )

µ

ρ

d Re

v=

dvn

µ

ρ ne R

r

=

3600

4

4

2

×××

××=∴

××=×=

µ π

ρ π

d

Qv

d vS vQ n

&rr&

d 10

q7,353

6vn

µ

ρ n

e R&

=

d107,353 6 ρ υ

m Re

&=

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 307

2.5.4 EQUAÇÕES EMPÍRICAS

Entre as equações empíricas mais relevantes destacam-se:

Equação de Lacey

Esta equação aplica-se a condutas que funcionam com as pressões manométricas compreendidas de 0-75mbar.

3M = %$u2 × 1/Ãd 'AK − A( × l ‡W zW .

Com p em mbar; D em mm, L em m; obtém-se Qn em m3.h-1

O valor de f a utilizar nesta equação é determinado pela equação de Unwin´s

‡ = /$//44 1 + 12/$2uJ×

A equação Polyflo

Esta equação é utilizada para redes de média pressão manométrica a operar entre 0,75 e 7,0 bar.

3M = u$%u × 1/Ãd M

AM 'AK − A(W l

‡W zW .W ˜

Com p em bar e Qn em m3h-1

O valor de f a utilizar na equação determina-se por: ° K = %$;;Š × Gp$pnm × ξ

A equação de Panhandle

Esta equação aplica-se para pressões que operam com pressões manométricas superiores a 7,0 bar.

3M = u$%u × 1/Ãd MAM 'AK

− A

(W l

‡W zW .W ˜W —

Com p em bar e Qn em m3h-1

O valor de f a utilizar na equação determina-se por: ° K = J$Šu2 × Gp$pn × ξ

Equações de Renouard

As equações de Renouard são recomendadas pelos serviços técnicos do Gás de França, estão perfeitamenteconfirmadas pela experimentação. São escritas como

Para altas e médias pressões superiores a 50 mbar:

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Pag 308

AK − A = 4ŠWJ//W zW .W 3K$eW Ãd$e

p1 e p2 pressões na origem e na extremidade, absolutas em bar.

S densidade do gás (0,54 para o gás naturas, 1,16 para o ar propanado)

L comprimento da canalização em km

Q caudal em m3 /h á temperatura de 15º C e 1013 mbar

D diâmetro da conduta em mm.

Para baixas pressões inferiores a 50 mbar:

Rg − RŸ = ŸVŸ × gYXWz W. W3K$eW Ãd$e

p1 e p2 pressões na origem e na extremidade, absolutas em mmca.

2.5.5 VARIAÇÕES ALTIMÉTRICAS 9a aplicação da equação de arc$ sup?s-se um tubo 'orizontal.

Iavendo variações altimtricas '% que ter em conta a variação da coluna do g%sJ introduzindo então aenergia de posição da equação de >ernoulli$ resulta na f<rmula mais geral:

onde$ &1$ &2 - pressão de entrada e de sa!da$ respectivamente 496m2 J &a7

) - comprimento do tubo entre 1 e 2 4m7

- diBmetro interior de tubagem 4m7

v - velocidade de fluido 4m6s7

' Z Altura geomtrica 4m7

O sinal positivo será para tubagens ascendentes e o negativo para tubagens descendentes.

Nos casos dos gases o termo gh ( ρ - ρ ar ) fornece resultados aproimados mas aceitáveis para a maioria das

aplica!"es práticas.

2.5.6 LIMITAÇÕES ÀS VELOCIDADES DE ESCOAMENTO

efeito de compressibilidade depende da relação entre a velocidade do g%s 4 = 7 e a velocidade depropagação das ondas sonoras no escoamento 4 =s 7$

A velocidade m%ima ocorrer% no fim do tubo$ ou sea$ onde a pressão mais baia.

)-(ghD2

vLar

2

21 ρ ρ

ρ

±=− f PP

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 309

0istir% uma pressão cr!tica e consequentemente uma velocidade cr!tica$ a partir da qual 'aver% velocidadesupers<nica e inerentes ondas de pressão$ ou de c'oque.

0m alta velocidade torna-se assim vantaoso referirmos a velocidade do escoamento em termos do nN deTac@.

s escoamentos industriais são restringidos para velocidades subs<nicas$ para : T H H1 .

A velocidade do escoamento est% limitada pela velocidade de propagação das ondas de pressão que ocorremquando se atinge a velocidade do som no fluido.

9o transporte de fluidos em tubagens industriais e domsticas as velocidades são limitadas por razões deminimização das perdas de carga e de conforto 4n!vel do ru!do7$ situando-se entre:

1* a 2* m6s para os gases

1 a m6s para os l!quidos$

&elo que a consideração do nN de Tac@$ em escoamentos de baia velocidade não faz sentido.

2.6. DIMENSIONAMENTO DE REDES DE ARCOMPRIMIDO

2.6.1 PERDAS DE PRESSÃO ADMISSÍVEIS

9a pr%tica limitam-se as perdas de pressão nas canalizações$ recomendam-se os seguintes valores:&erda m%ima de pressão na rede at ao ponto mais afastado: *$ bar

"analizações principais: *$***2 bar6m ou sea *$*2 @&a6m

"analizações secund%rias: *$*P bar61** m ou sea P @&a61** m

+amais terminais: *$2 bar61** m ou sea 2* @&a61** m

Tangueiras de ligação a ferramentas: *$2 bar6D* m ou 2* @&a6D* m

2.6.2 VELOCIDADES ADMISSÍVEIS

"analizações principais: [ a P m6s

+amais: P a 1* m6s

Tangueiras: 1D a * m6s

2.6.3 CRITÉRIOS DE DIMENSIONAMENTO

>aseado na velocidade aconsel'%vel para o escoamento do ar

9a perda de pressão admiss!vel

1º Método – Baseado na velocidade de escoamento do ar0mprega-se para o dimensionamento de ramais secund%rios com comprimentos inferiores a 1* m.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 310

9ão se considera a perda de carga $ a qual para estas etensões desprez%vel.

1. etermina-se o caudal em m96min$ ou sea de descarga livre.

2. 0stabelece-se o valor da velocidade de escoamento que$ para os ramais est% compreendida entre P e1* m6s.

. "alcula-se a relação de compressão + para a pressão no in!cio do trec'o da lin'a:

b

bs

p

p p R

+=

Q. "alcula-se a descarga real par a pressão de serviço p

RQQ normalreal

1×=

D. Ctiliza-se a tabela com base na velocidade seleccionada e no valor do caudal real 3 real

=olume de ar comprimido real escoado em m6minuto$ em função da velocidade de escoamento e dodiBmetro.

Ø

mm

Velocidade de ecoamento m.!1

D [ X P \ 1*

1* *$*[ *$*QQ *$*[1 *$*D\ *$*[[ *$*X

12 *$*DP *$*X* *$*P2 *$*\ *$1*D *$11X

2* *$1* *$12 *$1QQ *$1[Q *$1PD *$2*[

2D *$1[X *$2** *$2Q *$2[X *$** *$Q

2 *$2P\ *$QX *$Q*D *$Q[ *$D21 *$DXP

P *$\ *$QX2 *$DD1 *$[* *$X*\ *$XPX

D* *$[D* *$XP* *$\1* 1$*Q* 1$1X* 1$**

[D *$\* 1$11* 1$** 1$QP* 1$[X* 1$PD*

P* 1$Q* 1$X2* 2$*** 2$2\* 2$DP* 2$P[*

1** 2$Q[* 2$\D* $QQ* $\* Q$Q2* Q$\1*

1D* D$D\* [$X1* X$P* P$\D* 1*$*X* 11$1P*

2** \$[P* 11$[2* 11$D[* 1D$Q\* 1X$Q* 1\$[*

2D* 1D$2[* 1P$1* 21$X* 2Q$Q2* 2X$QX* *$D2*

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 311

0]0T&) 1

9um ramal com \ m de comprimento circula $D m96minuto de ar # pressão de X bar. 3ual o diBmetro

aconsel'ado para a velocidade de escoamento não ultrapassar P m6s.

+elação de compressão: 81

17=

+= R

"audal real: utomQ real min / 437,08

15,3 3=×=

a tabela selecciona-se o tubo 9 2$ para o ramal.

2º Método – Considerando a perda de carga

1" #R$%&''$

etermina-se o diBmetro dos tubos em função da velocidade e da descarga e calcula-se por f<rmulasapropriadas a perda de carga. =erifica-se se o valor calculado inferior ao limite aconsel'ado.

Fórmulas das perdas de carga

ar ao circular no interior dos tubos sofre uma perda de pressão devido ao atrito e %s mudanças dedirecção. A perda de pressão depende do comprimento do tubo e das grandezas que aparecem na f<rmulacl%ssica.

Fórmula clássica

25102 vg Ld

h f ××××××=−

α ρ

'f ( &erda de pressão manomtrica em bar

) ( "omprimento do tubo em m. "orresponde # soma do comprimento real com o comprimentoequivalente.

ρ ( massa espec!fica do ar comprimido # temperatura e presão de serviço. =alor da tabela.

v ( velocidade de escoamento do ar em m6s.

d ( diBmetro do tubo em metros.

^ ( coeficiente determinado por:d

54 10294,11007,5−− ×+×=α

A equação quando escrita em função do caudal em m6s$ transforma-se em:

5

251025,3

d

g LQh f

××××××= − ρ

α

0sta equação suficientemente eacta para aplicações industriais e muito usada.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 312

Equação ATLAS COPCO

i f pd

LQh×

××=5

85,182970

'f ( bar

3 ( m96min 4descarga livre7

) ( "omprimento total 4real G equivalente7

d ( diBmetro interior em mm

pi ( pressão absoluta inicial em bar

Equação de Worthington

'f ( bar

3 ( m96min 4descarga livre7

) ( "omprimento total 4real G equivalente7

d ( diBmetro interior em mm

+ ( +elação de compressão para a pressão de serviço

5

2

82600d R

Q Lh f

×

××=

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 313

3. REDES COMPLEXAS DE FLUIDOS - ANÁLISEDO ESCOAMENTO

3.1. INTRODUÇÃO transporte e a distribuição de um fluido tal como acontece nas redes p8blicas de distribuição de

%gua ou g%s$ redes de rega mal'adas$ etc. necessitam para um funcionamento eficaz que em todos os seuspontos not%veis a pressão e o caudal seam adequados e ainda$ que a sua eploração sea econ<mica efi%vel. 0stes aspectos estão presentes quando se diensiona no$as redes$ quando se procedem aodi9i!aes ou e&"anses de redes eistentes$ assim como durante a sua o"erao e 'esto. e acordocom o descrito a imlementa*o o deen,ol,imento e a oera*o de uma rede envolve em geral algunsdos seguintes aspectos:

imensionamento de novas redes e de modificações de redes eistentes ou das suasampliações.

0studo do funcionamento de uma rede.

imensionamento de estações elevadoras de pressão$ 4estações de compressores$ debombeamento$ sobrepressoras$ etc.7 e de reservat<rios.

+egulações quer cont!nuas quer 'or%rias$ ou sazonais de estações elevadoras de pressão e dereservat<rios para se adaptarem #s condições de funcionamento reais ou mesmo em temporeal das redes.

0ame das consequ;ncias de variações repentinas das condições de escoamento do sistema4paragem de bombas$ compressores$ fec'o de v%lvulas$ etc.7.

&ara auiliar a realização das tarefas definidas utilizam-se sisteas de siulao do es!oaento$4simulação 'idr%ulica por eemplo7 ou mais simplesmente siuladores de es!oaento 4'idr%ulicos ou

gases7$ que s#o programas de computador destinados a reproduzir o comportamento do escoamento deuma rede de distribuição de um l!quido ou de g%s. s simuladores de escoamento assentam narepresentação do sistema por um conunto de equações$ designado por modelo matemático. Ao modeloestão associados algoritmo de resolução dessas equações$ codificados no simulador. 0m linguagemcorrente$ utiliza-se o termo modelo para designar o conunto das equações

Cm bom con'ecimento do funcionamento 4'idr%ulico7 dos sistemas de distribuição e a capacidade deprevisão da resposta dos sistemas face a factos futuros são$ 'oe em dia$ considerados indispens%veis emdiversas %reas de gestão tcnica$ o que faz dos simuladores instrumentos imprescind!veis no aoio - get*otcnica.

Cm modelo da rede devidamente calibrado$ um rograma de comutador apropriado e meioin/ormático são ferramentas adequadas para audar a resolver os problemas de dimenionamento$

oera*o e get*o de uma rede !o"le&a.

3.1.1 TIPOS DE MODELOS s tr;s tipos fundamentais de modelos são:

odelos de siulao estti!a$ que reproduzem as condições de escoamento do sistema simulado para umdado conunto de situações de consumo$ como se dele fornecesse uma fotografiaJ

odelos de siulao din:i!a$ que reproduzem as caracter!sticas de escoamento do sistema simulado aolongo de um per!odo de tempo para o qual se con'ece ou se estima a evolução dos consumos e deoperação$ como se do sistema apresentassem um filme.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 314

odelos de diensionaento$ que permitem calcular os diBmetros das condutas e outras caracter!sticas desistemas novos ou em epansãoJ estes modelos usam geralmente como suporte um modelo de simulaçãoest%tica.

3.1.2 MODELOS DE SIMULAÇÃO ESTÁTICA

s modelos de simulação est%tica podem ser utilizados tanto para aoio - e0lora*o como para aoio áremodela*o$ tendo tr;s campos de aplicação fundamentaisJ

$era*o de sistemas sem equipamento de telemetriaJ

• previsão do impacte de eventos ou de medidas ecepcionais

• apoio # definição de regras de operação.

anuten*o de itemaJ

• apoio ao escalonamento das tarefas de manutençãoJ

• definição das regras de operação durante a manutenção.

Reabilita*o de itema com funcionamento deficiente.

• diagn<stico das defici;ncias de funcionamentoJ

• an%lise comparativa de alternativas de remodelação.

Kea qual for a aplicação pretendida$ 9undaental $alidar o odelo$ calibrando-o atravs dacomparação dos seus resultados com medições de campo.

3.1.3 MODELOS DE SIMULAÇÃO DINÂMICA s modelos de simulação dinBmica são instrumentos muito otente$ embora a sua correcta

alica*o sea complea e eigente. Kão particularmente adequados para a anlise de sisteas de

distri.uio !o"le&os$ com m8ltiplos pontos de entrada de caudal. A sua aplicação implica que o sistemadispon'a de:

equipamento de medi*o de caudal e pressão em todos os pontos cr!ticos da redeJ

rede de comunicae eficazJ

equipamento de comando % distBncia que permita o envio de ordens de manobraJ

controladore locai que verifiquem a validade das ordens recebidas.

A operação eecutada com base nestes sistemas de controlo correntemente designada por 'esto

e te"o real .

s modelos de simulação dinBmica podem servir de aoio - e0lora*o ou ao roecto e t;m comocampos de aplicação:

Modelos de e&"lorao

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 315

i)

operação de sistemas de adução compleosJ

ii) operação de redes de distribuição compleasJ

Modelos de "roe!toi)

dimensionamento de sistemas compleos

A !ali.rao de modelos de simulação dinBmica mais demorada, dispendiosa e dif$cil de eecutar que a dos modelos est%ticos$ pois envolve um volume de informação muito maior.

_% eistem 'oe em dia bons programas de simulação dinBmicaJ

4&'5&6 da /esse /aterJ

#7%%$8$ da )onnaise des 0auJ

975'$ da /ater "ontrol "onsultants.

3.1.4 MODELOS DE DIMENSIONAMENTO As duas %reas principais de aplicação de modelos de dimensionamento são:

Modelos de "roe!to aplicados a sistemas novos$ em que se faz o c%lculo dos diBmetros das condutas combase nas estruturas de consumos e estrutura f!sica definidas.

Modelos de reodelao aplicados a sistemas eistentes$ em que se faz o c%lculo do diBmetro das novascondutas$ com base na estrutura f!sica do sistema e na estrutura de consumos definida.

N#o faz sentido calibrar odelos de sisteas "or !onstruir . Tas a utilização de modelos dedimensionamento deve ser apoiada em modelos de simula!#o$ de modo a analisar o funcionamento da redepara diferentes situações de funcionamento$ particularmente para verificar o dimensionamento emsituações de inc;ndio e avaliar a sensibilidade do sistema em estudo aos poss!veis erros da avalia!#o de

consumos.

s odelos de reodelao caracterizam-se por conterem simultaneamente condutas eistentes comcaracter!sticas que não irão ser alteradas deliberadamente e condutas de reforço$ novas ou remodeladas.0stes modelos carecem de valida!#o atrav%s de calibra!#o das caracter!sticas geomtricas da parte da redenão alterada.

3.1.5 CONSTRUÇÃO DE UM MODELO

Esquematização sistema de transporte e distribuição de um fluido dever% ser es#ueati;ado de tal forma que se

obten'a um modelo realista da rede a estudar.

modelo uma associação de duas estruturas principais$ uma estrutura 9si!a ou tcnica e umaestrutura de !onsuos.

A estrutura 9si!a deve ser em geral perfeitamente definida$ incluindo todas as canalizações da rede etodo o seu equipamento 4v%lvulas$ reservat<rios$ bombas$ compressores$ redutores de pressão$ etc.7necess%rio para se alcançarem os obectivos pretendidos$ que a distribuição do fluido em condiçõesapropriadas de caudal e pressão.

A estrutura de !onsuos estimada e por isso dif!cil de predizer$ inst%vel e acima de tudo afectadapor forças eternas.

Cm odelo ateti!o rela!iona as duas estruturas entre si$ pelo que estas t;m de ser austadas

uma # outra.

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Pag 316

A rede apresentada de uma forma simplificada de tal forma que o modelo sea formado basicamentepor ns e !ondutas.

s ns são utilizados para reproduzir no modelo um determinado n8mero de situações tais como:

i) _unção entre duas ou mais condutasJ

ii)

&onto de consumo no modeloJ

iii) &onto de inecção de caudal no modeloJ

iv) "ondições de fronteira especiais tais como:

• estações de bombeamento

• estações de compressores

• reservat<rios

• v%lvulas redutoras de pressão

• v%lvulas mantenedoras de pressão

• v%lvulas de controlo de caudal

• v%lvulas de retenção.

Calibração do modelo modelo constru!do a maioria das vezes não condiz com a realidade$ principalmente no caso de

modelos de redes eistentes$ pelo que ele dever% ser testado em condições reais.

A primeira tarefa dever% ser a avaliação dos elementos que poderão encontrar-se incorrectamenteintroduzidos ou quantificados no modelo$ tais como:

i)

"omprimentos e diBmetros das condutas 4erros de medição7J

ii) iBmetros reais no caso de condutas em serviço devidos a incrustaçõesJ

iii) 9egligencia na esquematizaçãoJ

iv)

Atribuição ou reprodução incorrecta de consumosJ

v)

+eprodução inadequada das condições de fronteira.

modelo resultante designado por modelo concetual$ deve ser testado para calibração durante um

per!odo de consumos t!picos. urante os testes devem ser medidas as perdas de pressão$ as pressões e oscaudais em simultBneo em pontos representativas da rede e os seus valores comparados com os obtidos na

simulação do modelo.

modelo conceptual depois de devidamente calibrado passa a constituir o modelo de/initi,o.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 317

Figura 1 - este do modelo conceptual

3.1.6 LEIS DE KIRCHOFF

problema no c%lculo de redes mal'adas$ sempre o relacionamento entre o escoamento e a perdade pressão que não linear. odos os mtodos desenvolvidos para estes c%lculos são iterativos. c%lculoinicia-se com pressões arbitrados nos n<s ou caudais nas condutas.

0m geral todas as formulações usam uma ou ambas as leis de Mirc'off.1; lei - u lei do n<$ que diz pela equação da contitnuidade que '% sempre um .alano de assa no

n$ ou sea o caudal afluente a um n< igual em valor absoluto ao efluente.

∑=

=−5

21 0

ncn, QQ

417

3 c - "audal consumo

ESTRUTURA DE

CONSUMO

ESTRUTURA

TÉCNICA

MODELO

CONCEPTUAL

TESTES DE

CAMPOCÁLCULOS

MODELO

DEFINITIVO

MODELO DE

CAUDAIS

5

Q1,5

P5

1 24

3

Q1,2 - Q1,4

- Q1,3

P2 P4

Qc

P3

Qc - Caudal de consumo

Figura 2 - balanço de massa do nó 1

P1

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Pag 318

2; lei - u da malha. &ela equação da energia$ numa mal'a fec'ada o soatrio das "erdas de

"resso é ;ero.

∑=

=∆3

10

iiP 427

Figura - >alanço das perdas de pressão

Equação dos TroçosA aplicação das leis de Mirc'off implica o c%lculo das perdas de pressão nas condutas$ podendo para

esse fim adoptar-se qualquer epressão$ preferencialmente epl!cita$ e#uaes dos troos. As maiscorrentemente usadas para o caso do fluido ser a %gua são a de Iazen`/illiams e a de Tanning-Ktric@ler.

[ ]mcaQDCL7,10

P 852,187,4852,1 ×

×

×

=

0quação de Iazen /illiams

[ ]

mcaQD

Ln29,10P 2

333,5

2

×=

Tanning-Ktric@ler

3 - caudal em m6sJ ) - comprimento mJ - diBmetro do tubo m

Taterial do tubo"oeficiente

Iazen /illiams Tanning-Ktric@ler

&=" 1D* *$**P

Fibrocimento 1Q* *$*11

Ferro fundido novo e aço 1* *$*1Q

>etão 12* *$*1[

Ferro fundido e aço usados 1** *$*2*

Ferro fundido e aço muito rugosos P* *$*D

2

QC3

QC2

41

3

QC1

Q5

Q,3 H2

Q1

Q2 QC4

Q4

(1) (2)

(3) (4)

∆Q1 ∆Q2

[1] [2]

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9o caso do ar e de gases combust!veis 4fluidos compressiveis7 poder% ser utilizada a f<rmula geral daequação de escoamento em tubos 'orizontais$ sugerida pelo professor )u!s Sato em 1\\*.

2

5 ji QN

D

LS

D276,0

12184,15PP ×

×

# - inferior a XD mbar

848,1848,42

2 j

2i QN

DE

SL3,45PP ×

# - compreendida entre XD mbar e X bar

8541

85442

22 227 ,, ji QN

DE

SL,PP ××=−

# - superior a X bar

&i - pressão absoluta no n< i em bar

39 - "audal em escoamento no troço i$ nas condições &9 41DN "$ 1 bar7 em m6'.

- diBmetro em mm) - "omprimento em m

K - densidade em relação ao ar

0 - coeficiente de efici;ncia para compensar imperfeições$ tais como cordões de soldadura$incrustação$ irregularidades do revestimento interno$ etc.

1$* - ubo movo e perfeitamente liso

*$X - ubos met%licos muito antigos e fortemente incrustados.

3.2. TÉCNICAS DE RESOLUÇÃO DE CONDIÇÕES DEEQUILÍBRIO3.2.1 INTRODUÇÃO

0istem v%rias formulações para o c%lculo de redes$ fundamentadas em parte ou na totalidade nas leisde Mirc'off. s mtodos numricos mais relevantes 'oe em dia na resolução dos sistemas de equações nãolineares$ são os seguintes:

Ttodo de Iard "ross usando ambas as equaçõesJ

Ttodo de Iard "ross usando a equação dos n<sJ

Ttodo de 9eWton-+ap'son usando a equação das mal'as 4/arga 1\DQ$ Tartin and &etersom$

1\[7J

Ttodo de 9eWton-+ap'son usando a equação dos n<s 4K'amir and IoWard$ 1\[P7J

Ttodo da teoria linear que utiliza ambas as equações 4/ood and "'arler 1\X27

Ttodo da energia m!nima 4"ollins et al 1\XP7.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 320

3.2.2 MÉTODOS DE HARDY CROSS Iard-"ross desenvolveu em 1\[$ dois mtodos para o c%lculo de redes mal'adasJ o mtodo do

balanço dos caudais com base na equação das mal'as e o mtodo do balanço das pressões com base naequação dos n<s. Ambas as formas foram desenvolvidas para o c%lculo manual$ este mtodo est%

largamente divulgado no caso de pequenas redes$ pelo facto de ser o mais antigo e de não eigir a utilizaçãode equipamento de c%lculo sofisticado na sua aplicação$ para alm de uma simples m%quina de calcular$ %que permite a resolução iterativa das equações uma a uma.

Ioag e /einberb$ 1\DX$ sugeriram a aplicação do c%lculo autom%tico na resolução do equil!brio'idr%ulico de sistemas de distribuição de l!quidos pelo mtodo de Iard "ross$ o que aumentou a suapopularidade$ um mtodo corrente no c%lculo de redes simples.

mtodo de Iard "ross consiste num processo iterativo que resolve de uma forma indirecta umsistema de equações não lineares$ que traduz matematicamente as condições de equil!brio de um sistema dedistribuição de um fluido. 0m cada iteração$ resolve-se pelo mtodo de 9eWton$ uma equação de cada vezantes de prosseguir para a iteração seguinte.

mtodo de 9eWton pode ser aplicado na resolução de uma equação não linear na forma impl!cita:

/(0) = >Ke f47 for uma equação diferenci%vel com derivada igual a f47 e se souber o valor da função e a

respectiva derivada para ( *$ então pode obter-se uma solução mais aproimada 1$ da seguinte forma:

0

0

0

001 xf

xf x

xf xf

xx′′

Figura Q - ,nterpretação gr%fica do mtodo de 9eWton

3.2.3 MÉTODO DO BALANÇO DE CAUDAIS mtodo do balanço de caudais utiliza ambas as leis de Mirc'off$ o balanço de massa em cada n< e o

balanço das perdas de pressão em cada mal'a. "omeçando com um conunto de valores arbitrados nasmal'as de c%lculo do modelo 4tantos quantas as inc<gnitas do sistema7.

f(x0) - f´(x0)

x0 x1

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

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Aplicando as equações 417 e 427 e uma determinada relação entre a perda de pressão e o caudal em

escoamento num determinado troço 4 por eemplo ∆& ( @3 2 7 o erro cometido na atribuição dos caudais namal'a n descreve-se porJ

=

=

×

= l

1ttt

l

1t

ttt

n

Qk2

QQk

Q 47

Cma vantagem do mtodo a sua r%pida converg;ncia$ mas dif!cil de utilizar$ pouco fle!vel e ascondições de fronteira são dif!ceis de introduzir neste mtodo.

3.2.4 MÉTODO DO BALANÇO DE PRESSÕES 9o mtodo do balanço de pressões$ aplica-se apenas a equação dos n<s$ conforme esquematizado na

figura 2. A partir do valor das pressões calcula-se a correcção da pressão num n< por:

=

=

×

=

l

2 j j,i

1

l

2 jic j,i

1

i

Pk21

QPk

P

j,i

j,i

4Q7

comij

ij kk

11 =

0ste mtodo tem como vantagem a facilidade de c%lculo$ a fleibilidade e a simplicidade para seintroduzirem condições de fronteira. "omo desvantagem pode-se referir a sua lenta converg;nciaapresentando por vezes problemas.

3.2.5 MÉTODOS DE NEWTON-RAPHSON 0istem duas variantes principais do mtodo de 9eWton-+ap'son$ o que utiliza a equação dos n<s e o

das mal'as. 0ste mtodo em ambas as versões o que em geral est% por detr%s dos programas eistentes.As duas versões linearizam o respectivo sistema de equações que resolvem como um todo iterativamente.Assim não um mtodo$ mas antes uma t%cnica para resolver n equa!"es n#o lineares.

mtodo de 9eWton aplicado a uma equação simples$ pode ser desenvolvido para a resolução de umsistema de equações simultBneas. da seguinte forma:

m1

m1m xFDxx rrr

s vectores inc<gnitas Fex rv

representam a vari%vel e a função F e o inverso do _acobiano$ substitui

16Fna equação de 9eWton aplicada # resolução de uma equação simples.

Variante com a equação dos nósL poss!vel descrever a pressão num n< depois de iG1 iterações por:

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 322

( )( )

i

i

iiiii

P

Pf Pf

PPPP

∂−=∆+=+1

4D7

A press#o % dependente do balan!o de massa num n<.

f4&i7 - balanço de massa no n<

( )

i

i

P

Pf

∂ - derivada do balanço de massa em relação # pressão

&i - pressão calculada ap<s i iterações

∆&i - correcção da pressão ap<s i iterações

A equação 4D7 poder% ser escrita na forma que se segue:

( )( )

( ) ( )

0=∂

∂×∆+→

∂−=∆

i

iii

i

i

ii P

Pf PPf

P

Pf Pf

P 4[7

s n n<s permitem escrever a seguinte equação matricial.

=

n

1

n

1

n

n

1

n

n

1

1

1

Pf

pf

P

P

Pf

Pf

Pf

Pf

MM

LL

MOM

LL

4X7

Variante com a equação das malhas9a aplicação do mtodo de 9eWton-+ap'son para resolver o sistema de equações que considera a

correcção de caudal como inc<gnita em cada mal'a$ segue-se o mesmo processo.

L poss!vel descrever a correcção de caudal num troço de uma mal'a depois de iG1 iterações por:

i

i

iiii1i

Q

Qf Qf QqQQ

r 4P7

caudal dependente do balanço das perdas de pressão numa mal'a.

f4∆3 i7 - balanço das perdas de pressão na mal'a

( )

i

i

Q

Qf

∆∂

∆∂ - derivada do balanço das perdas de pressão em relação # correcção do caudal

∆3 i - "orrecção de caudal calculado ap<s i iterações

qi - variação da correcção do caudal ap<s i iterações

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 323

A equação 4P7 poder% ser escrita na forma que se segue:

( )( )

( ) ( )

0=∆∂

∆∂×+∆→

∆∂

∆∂

∆−=

i

iii

i

i

ii Q

Qf qQf

Q

Qf Qf

q 4\7

As n mal'as permitem escrever a seguinte equação matricial.

=

∆∂

∆∂

∆∂

∆∂

nn

n

nn

n

f

f

q

q

Qf

Qf

Qf

Qf

MM

LL

MOM

LL11

1

1

1

1

41*7

Características do métodoA ,elocidade de con,erg?ncia ligeiramente uerior na versão da e@ua*o do n<$ em

contrapartida a versão das e#uaes das al2as é ais ro.usta$ divergindo muito raramente.

0istem duas variantes do mtodo de 9eWton-+ap'son com as equações dos n<s$ com implantaçãosignificativa:

Ttodo '!brido 4Iamman e >rameller$ 1\X17

Ttodo do gradiente modificado 4odini 1\XX e odini e &ilatti 1\PP7.

As $anta'ens do mtodo de 9eWton-+ap'son são a sua ráida con,erg?ncia e a sua adequabilidadepara análie enA,ei.

As des$anta'ens são a comle0idade dos programas de computador e a di/Acil /ormula*o dacondie de /ronteira.

3.2.6 PROGRAMAÇÃO LINEAR

0ste mtodo tem como base a utilização de uma relao linear entre as "erdas de "resso e o !audal

do fluido em escoamento nas condutas. "om esta relação poss!vel resolver directamente as equações dos

n<s. epois de cada c%lculo necess%rio corrigir-se o valor de todos os factores de resist;ncia aoescoamento$ isto devido # relação não linear entre a perda de pressão e a velocidade de escoamento oucaudal.

L utilizada a seguinte aproimação:

( )111 +++ −=× n j

ni

nij

nij

nij PPRQQ 4117

fazendo:

nij

nijn

ijQ

Rk =

4127

a função do balanço de massa no n< poder% ser descrita ap<s nG1 iterações por:

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 324

=

=

=

m

1i jc

1n j

nij

m

1i

1ni

nij QPkPk 417

para m n<:

( )

( )

=

=

=

mc

c

mm

imimi

m

m

ii

Q

Q

P

P

kk

kk

MM

LL

MOM

LL11

1

11

1

41Q7

L um mtodo robuto que tem como $anta'ens a sua imlicidade e /le0ibilidade$ assim como a

9a!ilidade de se formularem as condi!"es de fronteira. L de todos os mtodos o que converge com menorn8mero de iterações. &ara um dado sistema de distribuição o que re@uer maior nBmero de e@uae edesta forma maior caacidade de mem<ria assim como gasta mai temo de cálculo em cada iteração$ peloque nem sempre a efici;ncia global superior # do mtodo de 9eWton-+ap'son.

3.2.7 MÉTODO DA ENERGIA MÍNIMA 0ste mtodo tem como base o facto do e#uil.rio 2idruli!o se re'er "elo "rin!"io de ener'ia

nia$ matematicamente diferente de todos os outros$ centrando-se na minimização de uma função que a soma das perdas da carga ao longo de todas as condutas. "ontudo a sua efici;ncia depende muito do

processo de c%lculo do m!nimo que for adoptado.

3.2.8 COMPARAÇÃO DOS MÉTODOS &ara se iniciar com estes processos de c%lculo o mtodo de Iard-"ross com base no balanço de

pressões o mel'or devido % sua simplicidade.

mtodo de 9eWton-+ap'son a mel'or tcnica especialmente quando se pretendem an%lisessens!veis no c%lculo de uma rede mal'ada.

3.3. CONSUMOS"omo % foi referido anteriormente um programa computacional para o c%lculo de redes$ determina asperdas de pressão nas condutas. &ara este c%lculo a reci*o do dado iniciai muito imortante$ peloque dever% ser feita uma evolução sistem%tica na estimativa dos dados iniciais. 9um modelo$ o !onsuo

nu n "ode !o"reender di$ersas !ate'orias$ devendo ser feita uma distinção entre consumosdomtico$ indutriai$ rega e erda.

planeamento de uma rede poder% ser dividido num n8mero limitado de per!odos de crescimento deconsumos. 0m cada per!odo$ dever% prever-se um !res!iento linear inde"endente "or !ate'oria de

!onsuo. Assim todos os consumos de um n< para o ano a que se refere o c%lculo são determinados a partirdos valores base$ aplicando as percentagens de crescimento consideradas.

9o programa de c%lculo combina-se a evolução dos consumos com factores de ponta$ para se

determinar o consumo total em cada n< e assim criar-se uma mal'a de c%lculo.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 325

s c%lculos dos consumos devem recrear o mais aproimadamente poss!vel a realidade de uma formasimples$ assim poder% utilizar-se uma f<rmula do seguinte tipo para o c%lculo do consumo instantBneo:

Q t = / crecimentoC / diário C / horário C / erda C Q bae 41D7

com: 3 t ( "onsumo no instante de c%lculo

f crescimento( Factor de crescimento

f di%rio ( factor di%rio do dia de consumo mdio

f 'or%rio ( factor 'or%rio

f perdas ( factor de perdas

3 base ( "onsumo mdio di%rio numa base anual.

3.4. CONDIÇÕES DE FRONTEIRA

caudal total de conumo num n< considerado um caudal @ue abandona o sistema. &ara balanceara rede necess%rio considerarem-se os caudai @ue entram no sistema.

0istem v%rias 'ip<teses para alimentar o modelo:

(i) Alimentação do modelo estabelecendo uma "resso 9i&a.

(ii)

Alimentação do modelo com um !audal 9i&ado.

(iii) 9o caso de redes de distribuição de l!quidos$ pode considerar-se o seu fornecimento por meio

de uma torre ele$ada.

(iv) 0stações de bombeamento ou de compressores em que a entrada determinada como uma

"er!enta'e do !onsuo total da rede.

(v) Alimentação do modelo dire!taente por bombas ou compressores.

3.4.1 ALIMENTAÇÃO DO MODELO ESTABELECENDO UMA PRESSÃO FIXA Cma rede pode ser alimentada por etae de bombeamento ou de comreore com uma pressão

fiada. L necess%rio ter-se algum cuidado quando se consideram v%rios pontos da rede com uma pressãofia. Ke estas pressões forem mal estabelecidas$ poderão surgir problemas de converg;ncia durante os

c%lculos e mesmo o impedimento na obtenção de uma solução.

3.4.2 ALIMENTAÇÃO DO MODELO COM UM CAUDAL FIXADO Cma rede poder% ser alimentada or n< com um caudal etabelecido. Cma alimentação deste tipo

dever% ser tratada da mesma forma que os consumos. 9este caso os !l!ulos deterina a "resso que asbombas ou compressores deverão vencer no ponto de alimentação.

Ke o modelo inclui unicamente pontos em que o caudal pr fiado$ o balanço entre caudais queentram e os que saem deve estar em equil!brio.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 326

3.4.3 ALIMENTAÇÃO ATRAVÉS DE RESERVATÓRIO ELEVADO Ke a alimentação da rede for realizada atravs de uma torre de pressão 4reservat<rio elevado7$

conforme se representa esquematicamente na figura Q$ então este n< tem uma caracter!stica especial que uma função da variação de pressão relativamente # situação inicial$ ou sea '% uma alimentação da rede ou

um consumo no n<$ dependendo se a %gua entra no reservat<rio ou sai. A relação entre o consumo e apressão no n< determinada pela seguinte equação:

Q a = /()C(#ero ! #t) 41[7

3a ( "audal de alimentação da rede

f4A7 ( Função da superf!cie por metro de aumento ou diminuição do n!vel do l!quido

&zero ( 9!vel antes do c%lculo

&t ( 9!vel da %gua no instante do c%lculo

Figura Q - +eservat<rio elevado

3.4.4 PERCENTAGEM DO CONSUMO TOTAL DA REDE 0ste tipo de condições de fronteira compreende as estações de bombeamento ou de compressores$

em que a entrada determinada como uma percentagem do consumo total da rede.

mtodo pela qual as estações de bombeamento ou de compressores podem alimentar a rede podeser estabelecido antecipadamente. &ode ser determinado considerando a percentagem do consumo totalque eles devem garantir.

9o caso de bombas$ uma combinação deste mtodo com o que se baseia em estações de

bombeamento com pressão fia poder% resultar em condições de fronteira contradit<rias$ originando umbalanço total de %gua desequilibrado para todo o modelo$ neste caso deverão ser introduzidos reservat<riosno modelo de forma a compensar o desequil!brio.

3.4.5 ALIMENTAÇÃO DO MODELO POR BOMBAS E COMPRESSORES poss!vel introduzir bombas ou compressores no modelo da rede. Cma bomba ou compressor

acrescentada ao modelo como se fosse uma canalização com uma relação especial entre as perdas por atritoe o caudal. al descrito por meio de um n< de aspiração e um de compressão$ a relação entre os dois n<s fiada pela curva da bomba ou do compressor.

"omo uma analogia da ligação entre as perdas por atrito e o caudal em troços normais uma bomba

centr!fuga poder% ser descrita como:

Pzero

Pt

∆P1

13

P3 P2

2

Qa

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 327

# = aQ 2 + bQ + c 41X7

L necess%rio estabelecer-se o campo de funcionamento da bomba de forma a evitar obterem-seresultados irrealistas.

3.4.6 INTERPRETAÇÃO E UTILIZAÇÃO DOS DADOS DE CÁLCULO s resultados de c%lculo devem ser interpretados cuidadosamente. 0istem dois tipos de imprecisões

nos resultados:

&rro na introdu*o de dado

&rro no mtodo de cálculo

s erros na introduo de dados ocorrem quer durante a esquematização do sistema quer na

estimativa dos consumos.L importante que a influ;ncia da esquematização do modelo sea con'ecida o mel'or poss!vel. ,sto

tambm v%lido para os consumos.

Cma e@uena ,aria*o do conumo$ resulta numa grande ,aria*o da erda de re*o nomodelo$ devido ao facto da perda de pressão ser aproimadamente proporcional ao quadrado do caudal.

L tambm aconsel'ado que a quantidade e a localização das erda eam conhecida$ porqueinfluenciam directamente os resultados.

"onsiderando os diferentes aspectos podemos dizer que as i"re!ises dos resultados de !l!ulo sãoda ordem de 1> a 1EF na maioria das situações.

A i"re!iso de$ida ao étodo de !l!ulo aplicado algo diferente. =aria ligeiramente de mtodopara mtodo e em geral est% compreendida entre 1 e E F do valor das perdas de pressão calculadas.

evem ser tomadas cautelas na adopção dos resultados obtidos atravs do c%lculo computacional.9ão se devem tomar os resultados como absolutos.

3.4.7 PROGRAMAS DE COMPUTADOR Cm aspecto tão importante como a selecção do tipo de programa adequado e a garantia de que se

est% a usar uma formulação de base eficiente$ o modo como o rograma de comutador dialoga com outiliador. I% um conunto de requisitos que devem ser atendidos no processo de selecção do programa ausar. 9aturalmente que estes requisitos são diferentes se se tratar de modelos a serem usados porespecialistas na matria$ con'ecedores dos detal'es da programação$ ou por tcnicos proectistas ou de

eploração$ que não devem ter que se preocupar com esses detal'es. Assim$ listam-se em primeiro lugar osrequisitos gerais$ v%lidos para qualquer tipo de utilizador. 0m segundo lugar$ listam-se os requisitosespec!ficos dos programas a serem usados por não especialistas$ sublin'ando-se aqueles que sãofundamentais.

REQUISITOS GERAIS:

Rigor de %álculo: o programa dever% ter sido largamente testado para condições diversificadas e os

seus resultados comprovados.

9eneralidade: deve ser independente da geometria do sistema$ dos consumos e das caracter!sticasdos elementos especiais$ devendo ser aplic%vel a sistemas de distribuição ramificados$ e mal'ados ou

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 328

mistos$ com qualquer tipo e quantidade de elementos especiais 4reservat<rios$ grupos elevat<rios$

v%lvulas$ etc..7.

Gacilidade de ltera*o de Dado: o programa dever% permitir de uma forma simples e r%pida$ alterar

os dados de entrada$ nomeadamente: a criação ou eclusão de troços e n<s$ a alteração de diBmetros

e rugosidades$ a separação ou unção de andares de pressão independentes$ a alteração dos

consumos n< a n< ou globalmente 4atravs de um factor multiplicativo geral7 e a criação$ eliminação

ou alteração de caracter!sticas dos elementos especiais.

Detec*o de &rro: o programa deve conter algoritmos para detecção de erros devido a falta de

coer;ncia dos dados.

Gacilidade de 7nterreta*o do Reultado: o programa deve ser complementado com p<s-

processadores que facilitem a interpretação dos dados$ que podem assumir as formas mais diversas$

por eemplo: sinalização de troços com velocidades ecessivas ou de n<s com cotas piezomtricas

insuficientesJ representações gr%ficas da rede contendo a informação 'idr%ulica relevanteJ c%lculo de

indicadores de custo que facilitem a comparação de soluções alternativasJ c%lculo de indicadores

globais sobre o n!vel de serviço 4 &legre, '7.

R&QH7'76$' &'#&%IG7%$':

#ortabilidade: o OsoftWareR deve ser na medida do poss!vel independente do suporte inform%tico Z deve

ser compat!vel com o equipamento de que o utilizador dispõe ou prev; vir a dispor e ser baseado em

linguagem OstandardR$ se alguns dados ou resultados forem de tipo gr%fico$ a portabilidade dessa

componente dever% ser especialmente bem analisada.

&conomia de eio: as necessidades de O'ardWareR por parte do programa devem ser compat!veis com

meios ao alcance dos potenciais utilizadores.

Robute: o programa deve cobrir um grande leque de situações de uso poss!veisJ deve estar

devidamente protegido e enviar mensagens claras e inequ!vocas quando incorrectamente usado$

nomeadamente perante aplicações fora do dom!nio previsto$ perante respostas inadequadas #s

perguntas$ perante erros de dados etc.J a situação 4muito corrente7 de disponibilidade de dados

incompletos deve ser salvaguardada pela eist;ncia de incentivos # eecução de an%lises de

sensibilidade.

&/ici?ncia: os tempos de processamento devem ser compat!veis com a forma interactiva que o programa

deve assumir.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 330

O valor correctivo da altura dinâmica obtém-se atribuindo ao lado direito da equação (9.2) o valor zero.

i

i

ii

dH

dFF

H −=∆ 4\.7

O método mais simples emprega a equação 9.3 para determinação do valor correctivo. O método

anterior pode ser designado como “relaxação pela primeira ordem da série”.

Os autores desenvolveram três variantes do método da relaxação.

Rela&ao "elo tero de se'unda orde da srie de 6aOlor. 9este mtodo necess%ria a derivada desegunda ordem de G. s autores conclu!ram que este mtodo não muito apropriado.

Um esquema alternativo é o método descendente para minimizar o somatório do quadrado de F, o qual

é empregue em problemas de optimização não linear. De acordo com este método, a variável incógnita no nó pode ser a altura piezométrica, um elemento de conduta ou o caudal de consumo, enquanto nos métodos

apresentados anteriormente as variáveis incógnitas nos nós estavam limitadas às alturas piezométricas. Mas o

método descendente conhecido, necessita de uma segunda derivada e torna-se muito complicado. O método

desenvolvido pelos autores, foi aperfeiçoado de forma a dispensar a segunda derivada e simplificado de forma

a poder ser utilizado em micro computadores.

3.5.4 MÉTODO DESCENDENTE PELA EXPANSÃO DA PRIMEIRA ORDEM

A função obectiva a ser minimizadaf 47 ( Σ Fi472 4 ( i ....7 4\.Q7

Kubstituindo o membro da direita pela epansão de primeira ordem de F

f 4i G ∆i7 ( Σ F 4iG∆i72

4\.D7

( ) ∑

∆+ =∆+ j i

j jii x

dx

dFFxxf

i

2

j

2i

2

i

ji

i

j j

2 jii x

dx

dFx

dx

dFF2Fxxf

btm-se uma equação quadr%tica fazendo a 8ltima parte de \.D igual a zero

0Fxdx

dFF2x

dx

dF j

2 j j i

i

j j

2i j

2

i

j=

4\.[7

Ke as raAe da e@ua*o 4\.[7 forem neros reais$ escol'e-se a raiz de menor valor absoluto comocorrecção.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 331

Ke as ra!zes forem neros !o"le&os$ o esquema que se segue d% a correcção. m!nimo da 8ltima partede \.D dado por:

0x

dx

dF

dx

dFF2

j i

2

i

j

ji

j j =

4\.X7

A correcção resulta:

=∆

ji

j

ji

j j

i

dx

dF

dx

dFF

x2

2

(9.8)

3.5.5 CAUDAL E DERIVADA

A equação aplicada a cada troço pode ter a forma:

Q i = '95 (Ni!N ) ri PNi!N Pa 4\.\7

&ara a equação de >a;en-?illias1 ri = >2E %D2S3 8!>ET

KS9 4 7 Z Kinal de 4 7

a ( *$DQ

" Z coeficiente de velocidade 42azen-3illiams7

Z iBmetro em mm

) Z "omprimento m

&ara a equação de Mannin'1 ri = >311SU n!1 D23 8!12

a ( *$D

n ( rugosidade

A derivada de \.\ em relação # pressão resulta:

1−−∗=

a

jiiji

ij HHradH

dQ

3.5.6 MÉTODO NUMÉRICO Entre as duas formas de correcção apresentadas, o primeiro método é o mais fácil e é suficiente para os

problemas mais comuns. Apresenta-se um método numérico modificado para a relaxação de primeira ordem.

O segundo método pode utilizar o mesmo algoritmo.

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 332

O método numérico da relaxação é como se segue:

#''$ 1 M ( *

#''$ 2 ,ntrodução dos valores das vari%veis Ii

*

#''$ 3 i ( 1

#''$ T "%lculo do valor de Fi@

#''$ E "%lculo de ∆Ii@

#''$ S Ii@G1 ( Ii

@ G ∆Ii@

#''$ Ke i H n$ então i ( iG1 : v% para o 4asso 5

#''$ Ke todos F H e then stop

#''$ U M ( MG1 : v% para o 4asso 6

"om n Z n8mero de vari%veis

e Z erro admiss!vel de F

Se os valores iniciais forem muito diferentes da solução, o método de relaxação apresentado tem uma

convergência lenta. Desta forma não é prático utilizar-se este algoritmo, sendo assim é necessário

encontrarem-se meios para acelerar a sua convergência.

3.5.7 CONDIÇÃO DE CONVERGÊNCIA

A condição de converg;ncia a de que todos os valores de G seam inferiores a um erro admiss!vel. ,ssosignifica que não necess%rio corrigir a altura piezomtrica de um n< quando o erro inferior ao erroadmitido.

O seguinte esquema poupa alguns passos de iteração e algum tempo de cálculo.

#''$ 1 =erifique o erro do n<

#''$ 2 Ke o valor de F for superior ao erro admiss!vel$ corria aaltura piezomtrica no n<.

#''$ 3 Ke estiver dentro do erro admiss!vel$ passe a correcção emova-se para o pr<imo n<.

#''$ T Ke todos os n<s estão dentro do erro admiss!vel Ktop

#''$ E =% para o 4asso '

NOTA: O nó que foi desviado da correcção pode exceder o erro admissível na próxima iteração,

afectado pela correcção dos nós vizinhos.

Método SOR (SUCESSIVE OVER RELAXATION)

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MANUAL DE REDES DE FLUIDOS

Pag 333

mtodo das relaações sucessivas 4K+7$ que um mtodo numrico$ popular para as equaçõessimultBneas lineares pode tambm ser aplicado para as equações simultBneas não lineares.

s valores corrigidos das vari%veis são obtidos por:ki

ki

ki HAkH ∆+=+1

em que A o acelerador$ como o valor de A não pode ser superior a 1$$ o resultado não mel'orou como se

esperava.

O Método SOR, com amortecimento (BSOR)

A principal razão para a lenta converg;ncia do mtodo da relaação com estimativa inicial afastada a sobrecorrecção. Kobre correcção provoca oscilação dos valores corrigidos. Aceleradores com valores muitoelevados tambm provocam oscilação e diverg;ncia em vez de converg;ncia.

A forma mais simples de urimir ocila*o a de introduir um deacelerador em vez de um acelerador$ se'ouver ind!cios de diverg;ncia. I% uns esquemas um pouco semel'antes propostos para as equaçõessimultBneas lineares usando aceleradores e desaceleradores vari%veis. Tas a regra de aumentar e diminuir emp!rica e não f%cil aplicar-se para equações não lineares. 9este caso aplica-se aceleradores edesaceleradores fios. L simples e efectivo para o nosso prop<sito.

indicador o sinal de correcção.

al'orito tem o aspecto.

#''$ 1 M ( *

#''$ 2 ,ntroduza os valores iniciais das vari%veis Ii*

#''$ 3 i ( 1

#''$ T Ke GiW X e então

NiW = > : v% para o 4asso

#''$ E "alcule∆

NiW pela equação 4\.7

#''$ S Ke ∆Ii@

∆Ii@-1

≥ * t'en A ( A1 Ke ∆Ii

@ ∆Ii@-1 H * t'en A ( A2

#''$ Ii@G1 ( Ii

M G A∆IiM

#''$ Ke i X nJ i = i+1 : v% para o 4asso 5

#''$ U Ke todos os G forem inferiores a e então pare

#''$ 1> M ( M G 1 : v% para o 4asso 6

"om A1 Z aceleradorJ

A2 Z desacelerador

valor apropriado para o acelerador est% compreendido entre 1$ e 1$Q. &ara o desacelerador est%compreendido entre *$D e 1$*. +ecomenda-se A1 ( 1$ e A2 ( *$D.

Oa designou o mtodo proposto como OBu99ered @u!!essi$e $er Rela&ationR ou >K+$ porque o trabal'odo desacelerador parece-se com a de um amortecedor contra uma ecessiva sobre correcção.

Método SOR simétrico

L evidente que a velocidade de eecução mel'or quando os valores iniciais estão pr<imos da solução final.A modificação da rede que % foi analisada dever% utilizar os resultados anteriores como dados iniciais osquais podem estar pr<imos da nova solução.

mtodo de relaação s< passa os dados corrigidos de um n< para os n<s a ele ligados por troços deconduta$ se a parte alterada da rede est% afastada de n<s com o n!vel da %gua fia 4reservat<rios de serviço7$

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Pag 334

a influ;ncia de alteração propaga-se lentamente atravs de um grupo de n<s ligados por condutas uma vezem cada interacção. 9o princ!pio das iteracções$ muitos dos n<s serão deiados sem correcção$ poupandotempo de eecução para verificação se os n<s$ estão no interior do erro admiss!vel.

3.5.8 PROGRAMA

IntroduçãoCm pequeno programa desenvolvido pelo mtodo de relaação com uma epansão de primeira ordem dasrie de alor$ com converg;ncia >K+ est% escrito em linguagem >AK,". L suficientemente pequeno paracorrer em qualquer pequena m%quina com 1[ Mbte de mem<ria utiliz%vel.

odos os dados da rede deverão ser escritos na 8ltima parte do programa. s formatos dos dados da redesão eplicados nas instruções +0T

odos os n<s e troços de condutas são identificados por um 8nico n8mero. 98meros id;nticos para n<s ou

condutas não são permitidos. A direcção do escoamento de cada troço identificado pelo n8mero do n<inicial e o n8mero final.

Cm n< com altura piezomtrica fia um reservat<rio com %rea superficial infinita$ o que significa que aaltura do n!vel de %gua não variar% durante as iterações. eve 'aver pelo menos um n< com alturapiezomtrica fiada entre os n<s.

s valores dos aceleradores e desaceleradores poderão ser optimizados.

Ap<s um determinado tempo de c%lculo que depende da dimensão da rede$ a altura piezomtrica calculadapara cada n< poder% ser obtida. ambm calculado o caudal que entra ou sai dos n<s fios.

Optimização problema consiste em rotinas para o c%lculo de equações simultBneas não lineares. Ke a m%quina dispuserespaço suficiente de mem<ria poderão ser inclu!das as seguintes mel'orias:

a7 0ntrada de dados pela consola.

b7 Sravação dos dados iniciais em disco duro

c7 ,mpressão dos dados da rede

9<s : 9!vel de %gua$ pressão e dados pr<prios

"ondutas : irecção do escoamento$ e respectivo caudal

d7 ,ntrodução das perdas

Aplicações0ste programa utilizado na Aa!uldade de 72ian' Mei $ para treino dos alunos.

mtodo da relaação tem sido utilizado como eerc!cio a resolver pelos alunos da ni$ersidade de CoDEo.

ConclusãoA teoria da relaação para a an%lise de redes mal'adas utilizada com sucesso em micro computadores.

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mtodo da relaação apresenta as seguintes ,antagen:

a7 algoritmo simples

b7 programa simples de implementar e curto

c7 cupa pouca mem<ria

A sua grande de,antagem a converg;ncia lenta. &ara obviar este inconveniente$ aplicam-se tcnicasdestinadas # aceleração da converg;ncia tal como a tcnica >K+.

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4. REGIMES TRANSITORIOS

4.1. MÉTODO DE CÁLCULO DE ROSICH

4.1.1 INTRODUÇÃO O golpe de aríete em hidráulica surge quando ocorre um regime transitório, é assim designado devido ao

ruído que se gera durante este evento e ás repercussões catastróficas que por vezes acontecem.

Desde o fim do século IX e durante e século XX vários cientistas eminentes tais como: Michaud, Jouguet;

Joukowski, Allievi, Sparre, Bergeron, John Parmakian, Mendiluce Rosich, Edmund Koelle, Fox, Victot

Streeter, Wylie Benjamin, Betâmio de Almeida, etc dedicaram-se ao estudo deste tipo de evento edesenvolveram diversos métodos de cálculo.

O processo de cálculo desenvolvido por Enrique Mendiluce Rosich é de simples aplicação e permite com

alguma certeza avaliar as consequências que poderão advir em regime transitório em condutas simples.

Até ao momento da publicação do trabalho prático de Rosich tinham sido publicados muito poucos trabalhos

que relacionavam a teoria com a prática, os quais fizeram parte da publicação “ETUDE THÉORIQUE ET

EXPÉRIMENTALE DES COUPS DE BÉLIER” DUNOD 1918.

Devido ao aumento da dimensão dos abastecimentos de água a partir da década de 50 do século XX, comuma intensificação das alturas de bombeamento e do diâmetro das condutas, devido ao aumento exponencial

do consumo de água quer nas cidades, nos meios rurais, na agricultura e nas industrias, os acidentes devidos

ao choque hidráulico tornaram-se frequentes. Como os trabalhos publicados até ao momento eram quase

exclusivamente teóricos, sem uma componente prática que verificasse a teoria com a experimentação no

campo, pelo que a desorientação reinava em gerações sucessivas de técnicos, que com os poucos métodos de

cálculo disponíveis, tinham dificuldades de abordar este problema.

Rosich após 25 anos de actividade profissional no domínio da instalação de condutas elevatórias e com a

responsabilidade técnica de várias condutas elevatórias submetidas ao choque hidráulico, desenvolveu nos

anos 60 do século passado, um sistema de cálculo simplificado baseado em investigações teóricas e práticas,

bastante preciso para a análise do comportamento de sistemas de bombeamento com uma conduta elevatória

simples.

4.1.2 EXPLICAÇÃO FÍSICA DO FENÓMENO Se numa conduta circula água a uma determinada velocidade e se interrompe o fluxo por intermédia de uma

válvula, é evidente que a velocidade de escoamento anular-se-á junto á válvula, o restante líquido

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comprimirá por camadas a camada precedente até á anulação da velocidade de escoamento. A água

comporta-se como os passageiros de um autocarro que se comprimem sempre que á uma travagem brusca.

Considerando que a água é compressível, o aumento de pressão inicia-se na zona da válvula e desloca-se atéá origem, á medida que a água comprime até ao limite a camada que a precede, pelo que podemos imaginar

uma onda de compressão máxima, que tem origem na zona da válvula e desloca-se até á fonte.

Mas neste momento a energia cinética responsável pela compressão é anulada, pelo que tem início uma

descompressão, junto á fonte que se desloca em direcção à válvula e pela lei pendular a descompressão não

para no valor de equilíbrio, mas atinge um valor inferior, para reproduzir o ciclo.

Por consequência, o fecho de uma válvula, origina uma onde de compressão, que se desloca da válvula até à

fonte, onde se transforma numa onda de descompressão que reflecte-se até à válvula para se repercutir

novamente transformando-se numa onda de compressão, repetindo ao longo da conduta o ciclo, originando

variações ondulatórias de pressão conhecidas por choque hidráulico ou golpe de aríete.

Se compararmos a água com uma mola compreendemos melhor o fenómeno.

Num bombeamento, a paragem brusca dos grupos electrobomba, produz a mesma variação de pressão mas

de sinal contrário, ou seja tem lugar uma depressão a seguir á bomba que se dirige até ao reservatório de

extremidade aonde se transforma numa compressão, que retorna às bombas.

Para se perceber o evento podemos compará-lo com uma composição em que a máquina empurra três

carruagens, em que as ligações entre carruagens representam a compressibilidade da água.

Figura 1.1 - Comparação com o movimento de carruagens

Momento:

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a) Representa o regime estacionário em que a locomotiva empurra as carruagens, em que a compressão

das ligações aproxima as carruagens entre si.

b) A locomotiva interrompe a marcha e a ligação com a primeira carruagem, é tencionada ao máximo.c) Momento em que se segue o afastamento da segunda carruagem,

d) Segue-se por sua vez o mesmo com a terceira carruagem.

e) Após todas as carruagens estarem totalmente tencionadas entre si segue-se um processo de

compressão que termina em g).

Num bombeamento, quando há uma paragem brusca do grupo electrobomba, a água continua o seu

movimento, criando uma quebra de pressão, até que toda a energia cinética se anule e o processo se inverta,

junto á extremidade da conduta.

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Figura 1.2 - Movimento das ondas de pressão devidas á paragem de um grupo electrobomba, num

sistema bomba, conduta e reservatório

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4.1.3 EQUAÇÃO DE ALLIEVI No começo do século XX, Allievi na continuação dos trabalhos de Joukowski (Memórias da academia dasCiências de Pétograd 1918) estabeleceu a notável teoria geral do golpe de aríete (Revista de Mecânica.

Janeiro e Março de 1904), em que demonstrou que em caso de operações bruscas, ou seja quando o valor dasobrepressão for independente do comprimento da conduta, o seu valor poderá ser calculado por:

g

v a H

×

=

∆H = onda de pressão

a = celeridade da onda de pressão

v = velocidade de escoamento

g = aceleração da gravidade

4.1.4 EQUAÇÃO DE MICHAUD

T g

v L H

2=

L = Comprimento da conduta elevatória

T = Tempo de paragem

Para dedução da equação, o seu autor desprezou a compressibilidade da água e a elasticidade das paredes daconduta, considerando a variação linear da velocidade durante o tempo de manobra.

A equação de Michaud tem o mesmo valor da de Allievi quando:

a

LT

T g

v L

g

v a H

22==

Ou seja num ponto á distância2T a

=l medida a partir do reservatório de extremidade os valores da onda

de pressão calculados por ambas as equações são iguais. A linha de sobrepressão crescente representativa doperíodo de paragem tem lugar entre o reservatório e este ponto, a partir do qual é traçada uma rectahorizontal de sobrepressão constante. O comprimento l designa-se por comprimento crítico e o ponto decoincidência tem o nome de ponto crítico.

4.1.5 DOMINIO DE APLICAÇÃO DAS EQUAÇÕES

Quando a

LT

2>

aplica-se a equação de Michaud

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Figura 1.3 - Representação gráfica da linha de pressão máxima em condutas curtas

Quando a

LT

2<

aplica-se a equação de Allievi

Figura 1.4 - Representação gráfica da linha de pressão máxima em condutas longas

Aplica-se a equação de Allievi quando o comprimento da conduta elevatória, é superior a metade dopercurso da onda de choque, durante o tempo de paragem, ou seja:

2T a

L >

A utilização destas equações pressupõe o cálculo do valor da celeridade a, que coincide com a velocidade depropagação do som no meio material da conduta água que se determina de uma forma simplificada por:

e

D k a

=

3,48

900.9

D = Diâmetro da canalização em m

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e = Espessura das paredes da tubagem em m

k = 0,5 para condutas de aço e betão armado

= 1 em tubos de ferro fundido dúctil

= 5 tubos de betão simples

= 10 tubos de plástico (PVC, polietileno)

4.1.6 CÁLCULO DO TEMPO DE ANULAÇÃO DO ESCOAMENTO Na teoria geral do choque hidráulico, o tempo T, é o intervalo de tempo de manobra de uma válvula querseja a abrir total ou parcialmente, quer seja a fechar nas mesmas condições. È durante este período de tempoque tem lugar o regime transitório.

No caso da paragem intempestiva de um grupo electrobomba, o tempo T tem início no momento do corte deenergia e termina no instante em que o caudal se anula ou seja quando a velocidade de escoamento é nula.

Para a determinação do valor de T para os grupos electrobomba temos de considerar os principais agentesresponsáveis pela anulação do caudal, que são:

Energia cinética

Gravidade

As perdas de carga por atrito

Inércia do grupo

Comparando o bombeamento com um móvel impulsionado de uma forma ascendente num plano inclinado,pode mos estabelecer uma equação correspondente ao equilíbrio das três formas de energia:

i) Energia cinética

kgm g

v LQv L

g

Dv m EC 2

000.14

000.121

21 2

22

=

π

ii) Energia potencial

Supondo uma anulação linear de caudal de Q até 0, durante o período de tempo T, a energia será:

kgmT Q H

E P 2000.1

=

iii) Energia para vencer o atrito

kgmT Q J

E A 4000.1

=

Igualando a energia cinética á potencial e de atrito, obtém-se a expressão:

=

2 J

H g

v LT

Como as perdas de carga em geral são muito inferiores ao desnível geométrico pode igualar-se o termo entreparênteses á altura manométrica Hm simplificando-se a expressão.

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m H g

v LT =

Esta expressão desenvolvida por Rosich com base num raciocínio lógico foi por si verificada

experimentalmente.Após um estudo aturado das diferenças entre os valores obtidos no campo e os determinados pelo cálculo,Rosich introduziu factores correctivos, para que as diferenças fossem de tal forma, que os resultadosexperimentais fossem bastante próximos dos teóricos.

Finalmente Rosich propôs uma equação que permite determinar com uma aproximação notável o tempo deanulação de caudal de um grupo electrobomba devido a paragem com válvula aberta:

m H g

v L kC T

A equação válida para velocidades de escoamento superiores a 0,5 m/s, considera directamente a energia

cinética desenvolvida pelo grupo para colocar a água em movimento, o corte de energia, a acção dagravidade e as perdas de carga.

O coeficiente k representa o efeito da inércia do grupo electrobomba e o seu valor foi determinadoexperimentalmente, em que se verificou que varia com o comprimento da conduta elevatória.

Figura 1.5 - Variação do valor de k com a extensão da conduta elevatória.

A relação inversa do valor de k com o comprimento da conduta é lógica, pois com o aumento de k, arelação entre a energia cinética e o momento de inércia do grupo para a mesma altura manométrica éconstante, pelo que existe um ponto para além do qual o efeito do aumento do comprimento da conduta édesprezável, nomeadamente quando o valor da energia cinética for elevado.

Quando se diminui a extensão da conduta, a energia cinética diminui relativamente á inércia do grupo e poresta razão o valor de k tende a aumentar. Para condutas com comprimentos muito reduzidos, o k pode atingiro valor de 2, a partir deste ponto o cálculo do regime transitório já não tem qualquer sentido, porque o seuvalor é muito baixo.

O coeficiente C é função do declive médio da altura manométrica: L

H Declive m

=

(%)

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4.2. TEORIA ELÁSTICA

O procedimento para análise do regime transitório de um sistema de distribuição de fluidos líquidos com

base na teoria elástica, está apresentado na figura 1.

Para se dar início ao cálculo é necessário conhecerem-se em pormenor os dados da instalação tais como:

⇒ Perfis longitudinais das condutas

⇒ Diâmetros, espessuras das paredes, e material dos tubos

⇒ Caudais

⇒ Dimensões de bombas, válvulas, permutadores, etc.

⇒ Maneira de operar o sistema

⇒ Futuras expansões

⇒ Integração noutros sistemas, etc.

Os perfis longitudinais das condutas devem ser fidedignos, de forma a poderem ser determinados os pontos

críticos e escolherem-se os locais para a instalação de dispositivos de protecção. As linhas piezométricas

correspondentes às diferentes condições de operação do sistema devem ser traçadas, para permitirem uma

fácil avaliação das pressões de serviço ao longo das canalizações.

De acordo com as condições de operação previstas para o sistema e considerando-se as falhas que poderão

ocorrer, estabelecem-se as condições de cálculo inicial em regime transitório. Por outras palavras,

investigam-se as condições em que ocorrem variações de velocidade de escoamento mais importantes , por

exemplo quando arranca uma bomba, quando se manobra uma válvula, ou quando há falha da rede de

alimentação de energia eléctrica. Neste cálculo determinam-se as linhas de pressão máxima e mínima ao

longo das condutas, permitindo a previsão dos locais em que a pressão é superior à capacidade de

resistência mecânica dos tubos, os pontos em que a pressão mínima é inferior à pressão de vapor do líquido e

consequentemente o estabelecimento dos locais em que poderá ocorrer separação da coluna líquida. Isto

permite efectuar uma primeira escolha acerca dos dispositivos de protecção a adoptar e o estabelecimento

das suas dimensões iniciais.

A partir das escolhas efectuadas, refaz-se o cálculo de forma a determinarem-se as pressões máximas e

mínimas ao longo das condutas para a nova situação. O cálculo é efectuado repetidamente a partir do instante

inicial, com pequenos incrementos de tempo e para um grande número de pontos ao longo das condutas do

sistema e nas respectivas fronteiras. Em cada ponto determinam-se os valores da pressão e velocidade

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(módulo e direcção). Nas fronteiras calculam-se os níveis de água nos reservatórios e pressões, caudais de

aspiração e descarga, tempos de arranque dos grupos electrobomba, manobra de válvulas, etc.

Com base nos resultados obtidos, podem-se afinar as dimensões dos dispositivos de protecção, tais comoos volumes da almofada de ar nos reservatórios de protecção por ar comprimido (RAC), diâmetros de

chaminés de equilíbrio, dimensões de reservatórios unidireccionais, massas girantes dos volantes de inércia,

etc. Como a tecnologia actual dos computadores requerem pouco tempo para a realização dos cálculos,

mesmo em sistemas de condutas complexas, sempre que se verifiquem situações indesejáveis , repete-se o

cálculo com novas condições iniciais, até se obterem resultados óptimos sob os pontos de vista de

segurança do sistema e custo.

Uma vez que os cálculos foram efectuados com base em modelos simplificados, de forma a manterem-se as

complexidades de cálculo dentro de limites aceitáveis, após construção do sistema, deverão ser efectuados

testes para se aferirem os resultados obtidos. Os testes devem compreender medições da pressão em vários

pontos do sistema, verificação do desempenho dos dispositivos de protecção, tempos de actuação dos

diferentes órgãos do sistema, etc. Estes testes serão um precioso auxiliar para a recepção do sistema e no

caso dos propósitos iniciais não terem sido atingidos, podem servir como uma base sólida para afinação do

modelo de cálculo, de forma a obterem-se resultados mais correctos.

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Figura 1 - Fluxograma de cálculo

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4.3. DISPOSITIVOS DE PROTECÇÃO

0s dispositivos de protecção são órgãos que se introduzem nos sistemas de transporte de líquidos, com a

finalidade de limitar as ondas de pressão transitórias a valores aceitáveis. A escolha do dispositivo a

utilizar em cada caso depende das características do sistema, tais como do comprimento das condutas, do

seu perfil, do líquido transportado (composição química, conteúdo de sedimentos, viscosidade, temperatura,

etc.), do tipo de grupos elevatórios, de válvulas (válvulas de nível em reservatórios, válvulas de controlo, de

regulação, etc. ), do comportamento das ondas de pressão que se pretendem limitar (depressões ou

sobrepressões),etc.

O método das características, devido à sua simplicidade e ao poder de aplicação, permite de uma maneira

fácil analisar o comportamento de um sistema simples ou complexo, dotado de um conjunto de dispositivos

associados para sua protecção.

Para proteger um sistema, poderá utilizar-se um único, ou uma combinação de vários dispositivos de

protecção, dependendo do grau de complexidade da rede a proteger. Entre os dispositivos mais utilizados

contam-se os volantes de inércia, reservatórios de ar comprimido ( RAC ), chaminés de equilíbrio,

reservatórios unidireccionais (RUD), válvulas de retenção intercaladas na conduta, condutas de aspiração

paralela, válvulas de alívio, etc.

Para certos casos particulares, concebem-se dispositivos de protecção que poderão ser simulados por cálculocomputacional, desde que se consiga estabelecer o respectivo modelo matemático.

4.4.1 VOLANTES DE INÉRCIA

Os volantes de inércia consistem em massas girantes que são intercaladas nos veios de grupos electrobomba

(figura 36) ou motobomba, com o objectivo de aumentar a sua inércia e desta forma a ampliar o tempo de

paragem do grupo e consequentemente a diminuição do caudal debitado pela bomba será mais suave. Se a

redução do débito da bomba tiver lugar num período suficientemente longo, sem necessidade de se recorrer a

volantes de dimensões excessivas, este meio será adequado para controlar as pressões transitórias.

Sempre que o termo AN2 da curva funcional da bomba for superior à altura estática de elevação, a bomba

bombeará. Se o tempo em que ocorrer a anulação do caudal bombeado for superior ao período da

conduta elevatória 2L/a, atenuar-se-á o valor da onda de pressão. Obviamente quanto maior for o

momento de inércia do volante, maior será o tempo de anulação do débito e maior será a atenuação das

ondas de pressão transitórias. Há um limite de aplicação dos volantes de inércia devido à sua resistência

mecânica, à das bombas, dos motores, e às características eléctricas, quando os motores forem eléctricos. A

aplicação de volantes de inércia poderá obrigar ao sobredimensionamento dos motores, de forma a que o

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seu binário de arranque seja adequado para que a colocação em marcha da bomba tenha lugar num período

de tempo aceitável. Outras razões que limitam a aplicação de volantes de inércia são económicas e

dimensionais. A sua aplicação está em geral limitada a condutas com uma extensão até 2000 m, com

períodos curtos, em que o tempo de anulação de caudal durante a paragem da bomba é suficientemente

longo, para que as ondas de pressão transitórias sejam mantidas dentro de limites aceitáveis.

O dimensionamento de um volante de inércia é simples, basta aumentar a inércia do conjunto de

bombeamento e recalcular o comportamento do sistema.

Figura 2 – Grupo electrobomba equipado com volante de inércia

Método expedito para cálculo do momento de inércia

Para que o cálculo se faça de uma forma expedita, no início do cálculo computacional, poder-se-á atribuir ummomento de inércia para o conjunto de bombeamento incluindo volante de inércia, determinado pela

expressão:

Momento de inércia necessário para o conjunto girante:

(4.4.9)

Tempo de paragem estimado do grupo motobomba.

(4.4.10)

IS L v

N= ×

× × ×

× ×2 700 0

2

20 0

2. ρ

π η

)hhH(g

LvT

a

20

−+=

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Para que o valor da inércia seja o mais elevado para uma determinada massa, as massas adicionais devem ser

posicionadas o mais afastadas possível do eixo de rotação, devendo a sua disposição ser simétrica, em forma

de volante ou de disco por razões de equilíbrio, quer estático quer dinâmico.

Dimensões aconselhadasComo guia aconselham-se as dimensões apresentadas na figura 3 para volantes do tipo disco e na

figura 4 do tipo com alma. Estes valores foram retirados de DUPONT (1974).

Para a determinação dos momentos de inércia de volantes construídos em aço ou em ferro fundido

poderão utilizar-se as expressões apresentadas na tabela 1, retiradas de DUPONT (1974) e adaptadas para o

sistema de unidades SI.

Figura 3 – Dimensões aconselhadas para volantes de inércia do tipo disco.

Figura 4 – Dimensões aconselhadas para volantes de inércia do tipo coroa com alma.

e

De

15 < De /e < 20

De

a

Di

e

Di ≅ 0,8 De

e ≅ 0,1 De

a ≅ 0,04 De

Rg - Raio de giração

Re – Raio exterior

Ri – Raio interior

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Tabela 1 – Momentos de inércia dos volantes I em kg×

m2

Material Disco Volante

Massa específica de inércia Coroa Coroa + alma

Ferro fundido

ρ

= 7250 kg/m3

Aço

ρ

= 7850 kg/m3

4.4.2 RESERVATÓRIOS DE AR COMPRIMIDO Os reservatórios de ar comprimido, RAC, são dispositivos de protecção de condutas que actuam por

diminuição da taxa de variação de caudal, atenuando desta forma a amplitude da onda de pressão transitória.

São vasos metálicos fechados, no interior do qual se encontra aprisionada uma dada massa de um gás, em

geral o ar e uma dada massa do líquido transportado pela conduta. O gás e o líquido podem estar em

comunicação ou separados por uma membrana elástica. Em regime estacionário (permanente), a massa de

líquido do interior do reservatório, está sujeita à pressão de funcionamento da conduta na secção de ligação e

está em equilíbrio com o ar, que fica por sua vez submetido à pressão da conduta, armazenando

consequentemente energia potencial elástica.

Quando se inicia um regime transitório, que origina uma variação de pressão na conduta junto à secção de

ligação do reservatório, o líquido armazenado no seu interior e submetido à acção do gás, deixará de estar em

equilíbrio com o da conduta. Para se restabelecer o equilíbrio, o líquido passará a abandonar o reservatório

no caso de um abaixamento da pressão na conduta, ou a afluir ao reservatório no caso contrário.

Paralelamente com a variação de pressão na conduta, haverá uma variação de pressão da almofada de ar. Na

fase de depressão o volume do ar aumenta, transformando-se a energia potencial armazenada no gás em

energia cinética de escoamento. No caso da sobrepressão a massa de gás diminui de volume, aumentando a

sua pressão e consequentemente a respectiva energia potencial elástica, à custa da energia cinética do

escoamento.

Estes dispositivos muito divulgados, têm como principais vantagens a sua simplicidade, facilidade de

aplicação e controle, fiabilidade e disponibilidade no mercado. Encontram-se disponíveis correntemente no

mercado reservatórios de membrana com capacidades até 2 m3 e por encomenda capacidades superiores e

reservatórios sem membrana de qualquer capacidade.

Como desvantagens pode-se referir a necessidade de haver um controlo apertado da massa de gás, o que

exige a aplicação de compressores isentos de óleo (compressores hospitalares) no caso de grandes

4

4e

1014

DeI

−×

×=

( )4

4i

4e

1014

DDeI

−×

−×=

( )4

4i

4i

4e

1014

aDDDeI

−×

+−×=

4

4e

1013

DeI

−×

×=

( )4

4i

4e

1013

DDeI

−×

−×=

( )4

4i

4i

4e

1013

aDDDeI

−×

+−×=

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Pag 354

reservatórios e de dispositivos de controlo automático, a possibilidade de fecho violento das válvulas de

retenção dos grupos de bombeamento, o custo em geral elevado, principalmente dos reservatórios de grande

capacidade e a exigência de manutenção.

LOCALIZAÇÃO DOS RAC

A localização do RAC depende de factores tais como, das condições topográficas e das características das

estações elevatórias quando colocados à saída de estações de bombeamento. No último caso podem

considerar-se ainda os seguintes factores:

Número e características dos grupos de bombeamento

Disposição das condutas

Espaço disponível Características das válvulas de retenção que equipam as bombas.

Uma das preocupações a ter em conta na instalação dos reservatórios à saída de estações de bombeamento, é

a de se evitar o fecho violento das válvulas de retenção por acção do escoamento proveniente do RAC, que

pode atingir velocidades elevadas após interrupção do funcionamento dos grupos elevatórios.

No caso das válvulas de batente como a representada na figura 6; é conveniente que o seu tempo de fecho

seja inferior ao da viagem da onda de pressão reflectida pelo RAC, ou seja inferior a 2L VR /a, com LVR a

distância entre o RAC e a válvula de retenção.

Figura 6 - Válvula de retenção do tipo batente

No caso de reservatórios instalados muito próximos dos grupos electrobomba, recomenda-se a instalação de

válvulas de retenção de acção positiva (accionadas por mola) como se mostra na figura 7.

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Figura 7 Válvula de retenção de duplo batente com mola.

Perdas de carga localizadas na conduta de compressãoPara se diminuir o volume do RAC, poderão introduzir-se dispositivos que introduzem perdas de carga,

em geral assimétricas, no troço de ligação do RAC à conduta principal. A perda de carga durante o

funcionamento do RAC, deverá ser a menor possível quando o escoamento se dá no sentido RAC conduta

elevatória e deverá ter um valor elevado na fase de retorno do escoamento.

A instalação de dispositivos para criação de perdas de carga localizadas, não se justifica no caso de

reservatórios de reduzida dimensão, ou quando o RAC tem a função de eliminar depressões. Neste

último caso. a introdução de perdas de carga localizadas, pode provocar um apreciável aumento da depressão

ao longo da conduta, principalmente quando a sua perda de carga contínua é reduzida.

O dimensionamento destes dispositivos, destinados a criarem perdas de carga localizadas no troço de

ligação, devem obedecer às seguintes condições:

⇒ Diminuição do volume do reservatório, sem agravamento das depressões ao longo da conduta.

⇒ Garantia de um funcionamento correcto para as condições de dimensionamento (isenção de

cavitação e esforços mecânicos aceitáveis)

⇒ Oferecer resistência mecânica aos esforços actuantes

Entre os dispositivos mais utilizados para o efeito podemos referir os orifícios, as tubeiras e as válvulas de

retenção com batente furado ou providos de ramal de alimentação.

A Tubeira é um dispositivo com a configuração da figura 8. É instalado na conduta de ligação de tal forma

que quando o escoamento se faz do RAC para a conduta, a secção de passagem é uma superfície curva em

forma de tulipa, com uma configuração apropriada para diminuir o coeficiente de contracção e desta forma a

perda de carga localizada. Como esta superfície termina bruscamente, há uma perda de carga quando o

escoamento se dá em sentido inverso.

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Figura 8 Tubeira

A Válvula de retenção de batente furado é instalada de tal maneira que o batente abre-se quando o RAC se

encontra a alimentar a conduta e, nesta situação, a perda de carga localizada é mínima. Quando o fluxo se dá

em sentido contrário, o batente fecha-se e o escoamento passa a fazer-se através de um ou mais orifícios

convenientemente dimensionados.

A Válvula de retenção e tubo de alimentação é a associação de uma válvula de retenção com batente

normal e de um circuito de desvio. Neste caso, o escoamento para o RAC faz-se através de um tubo de

pequeno diâmetro, constituindo um circuito de desvio à válvula.

O Diafragma, é um dispositivo simples, constituído por uma chapa com um orifício concêntrico e com um

diâmetro inferior ao da conduta. Neste dispositivo, o valor da perda de carga é igual em ambos os sentidos de

escoamento.

Ruus considera que a perda de carga nos dispositivos, não deve ser superior a 60% da altura estática absoluta

e Fox admite que a perda de carga localizada seja no máximo duas vezes.

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Figura 9 – RAC equipado com válvula de retenção de batente furado

4.4.3 CIRCUITO DE DESVIO Em certas situações pode estabelecer-se um circuito de desvio aos grupos electrobomba, equipado com uma

válvula de retenção conforme se mostra no esquema da figura 10. É uma aplicação típica em condutas

forçadas longas, dotadas de várias estações de bombeamento em linha, permitindo por exemplo diminuir a

classe de pressão dos tubos. Quando os desníveis geométricos, ou as perdas de carga em linha forem

apreciáveis, a altura de elevação das bombas é repartida pelas diferentes estações, resultando emequipamentos mais económicos e com menor potência instalada por unidade.

Figura 10 - Esquema de um circuito de desvio a um conjunto de bombeamento,

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Noutros casos em que o caudal transportado é variável, como por exemplo em condutas de transporte de

água potável para abastecimento domiciliário e industrial, em que o volume de água a transportar varia com

a estação do ano, o dia da semana ou mesmo a hora do dia, quando o volume de água que é necessário

transportar for reduzido, algumas das estações poderão ser retiradas de serviço, permanecendo outras em

funcionamento, de forma a que o caudal debitado esteja de acordo com as necessidades. Nas estações

imobilizadas o escoamento far-se-á através dos circuitos de desvio. Quando as bombas estiverem em

operação, a válvula de retenção impedirá o escoamento da compressão para a aspiração.

Também poderá ser aumentada a capacidade de transporte, durante as horas de máximo consumo, de uma

conduta com funcionamento por acção da gravidade pela intercalação de estações elevadoras de pressão

(booster), colocadas em linha e equipadas com circuito de desvio. A estação poderá não estar sempre em

funcionamento e o escoamento dar-se-á através do circuito de desvio, durante os períodos em que oescoamento for realizado pela acção da gravidade.

O circuito de desvio poderá desempenhar um papel de protecção da conduta, evitando as depressões no

ramo de compressão. Quando ocorre uma paragem da bomba, haverá uma queda de pressão no ramo de

compressão, se a pressão cair a um valor inferior ao do ramo de aspiração, a válvula de retenção abre-se e

passará a haver escoamento de montante para jusante, limitando-se desta forma o abaixamento de pressão. O

valor da pressão mínima será assim superior ao que teria lugar se o circuito de desvio não existisse.

4.4.4 CHAMINÉS DE EQUILIBRIO Numa conduta equipada com bomba e chaminé de equilíbrio como se mostra na figura 11, enquanto a bomba

se encontrar a funcionar em regime estacionário as condições de operação são as representadas.

Durante o curto intervalo de tempo ∆t associado à discretização das equações, a altura do líquido na chaminé

poderá ser considerada constante sem grande erro, sendo actualizada em cada instante. A parte superior da

chaminé encontra-se aberta à atmosfera.

Durante o regime variável este dispositivo divide em geral a conduta em dois troços que se comportam de

forma diferente. O trecho compreendido entre a bomba, turbina ou válvula e a chaminé, neste troço émobilizada a energia elástica do fluido e da conduta. No segundo trecho compreendido entre o dispositivo e

um reservatório ou outro dispositivo semelhante, ocorre em geral uma oscilação em massa.

Para diminuição da amplitude do líquido no interior da chaminé, por vezes dota-se a ligação chaminé-

conduta de um dispositivo destinado à geração de perda de carga. O tratamento destes dispositivos é

semelhante ao apresentado para os RAC.

O dimensionamento de uma chaminé de equilíbrio compreende:

⇒ O estudo do perfil da conduta, para escolha do local mais adequado para a sua instalação

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⇒ Cálculo da secção transversal e de um eventual estrangulamento, para atenuação das

amplitudes extremas de oscilação do plano de água.

Cálculo estrutural.

Figura 11 - Esquema de uma chaminé de equilíbrio

Na escolha do local para a sua instalação deverá atender-se aos seguintes aspectos:

◊ Características topográficas do terreno.

◊ Impacto da estrutura no ambiente.

◊ Amplitude das ondas de pressão.

Salvo casos especiais, as chaminés são em geral constituídas por um tubo metálico, de betão armado ouescavadas na própria rocha, em que a velocidade do líquido no seu interior é lenta.

Plano de referência

H

Hg

∆h

HL

Zt

12

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Figura 12 – Chaminé de equilíbrio desenho tipo da SABESP

4.4.5 RESERVATÓRIOS UNIDIRECIONAIS Os reservatórios unidireccionais são dispositivos de protecção especialmente vocacionados para atenuarem

as ondas de pressão negativas. Conforme se poderá observar na figura 13, estes dispositivos consistem num

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tanque aonde é armazenado o líquido transportado pela conduta, com a superfície livre em contacto com a

atmosfera. Em alternativa poderá ser armazenado água proveniente de uma fonte externa.

A ligação entre o reservatório e a conduta é dotada de uma válvula unidireccional (válvula de retenção), quepermite o escoamento no sentido RUD conduta e impede-o no sentido oposto.

Figura 13 – Reservatório unidireccional

Devido á sua concepção, o RUD permite a alimentação da conduta aquando a cota piezométrica for inferior à

da superfície livre do líquido, como a conduta continuará a ser alimentada, o tempo de anulação de caudal é

aumentado. Devido à concepção do RUD, a altura piezométrica na zona de ligação é regulada pela cota da

sua superfície livre.

Em regime permanente, o líquido armazenado no RUD e o que se encontra em escoamento na conduta, estão

separados pela válvula de retenção que se encontra fechada, assim, a altura piezométrica na conduta não está

em equilíbrio com a massa de água armazenada.

Pelo descrito, conclui-se que o RUD só entra em funcionamento quando a altura piezométrica na conduta for

inferior à da superfície livre e que não há escoamento no sentido conduta RUD.

Uma análise deste tipo de dispositivos compreenderá:

Estudo da sua localização

A determinação do volume útil

Dimensionamento da canalização de ligação

Cálculo das pressões extremas, estando as condições de fronteira apresentadas na figura 14.

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Figura 14 – Esquema das condições de fronteira de um RUD

Os RUD para serem eficientes deverão ficar colocados o mais próximo possível da linha piezométrica de

funcionamento da conduta, desta forma o perfil da conduta é importante para a escolha do local para a sua

instalação, que deverá coincidir com os pontos mais altos do perfil conforme se poderá observar na figura 15.

Observa-se que, esses pontos são aqueles em que há apetência para a ocorrência de depressões.

Figura 15 – Localização dos RUD

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Segundo Betâmio de Almeida (1981), para um pré dimensionamento do volume útil do RUD, poderá

utilizar-se a fórmula aproximada abaixo apresentada, determinada a partir do modelo rígido e desprezando as

perdas de carga.

VRUD - Volume mínimo útil ( m3 )

L - comprimento da conduta elevatória em ( m ).

Q0 - Caudal em regime permanente ( m3 /s ).

A - Área da secção recta da conduta ( m2 ).

Hg - Desnível entre o plano de água no RUD e a superfície livre no reservatório de jusante ( m ).

Na concepção de um RUD recomenda-se que se tomem as seguintes medidas:

A canalização de ligação do RUD à conduta deverá ser o mais curta possível.

Para apresentar uma perda de carga reduzida, o diâmetro da canalização de ligação não deverá

ser inferior a 1/3 do diâmetro da conduta principal.

Deverão ser previstas válvulas de isolamento.

Deverá ser instalado um dispositivo de enchimento automático.

Deverá ser prevista uma drenagem de fundo.

A cobertura deverá ser dotada de aberturas convenientemente dimensionadas para a entrada de

ar.

Deverá verificar-se se não ocorrerá bloqueamento da válvula de retenção, por escoamento com

cavitação.

As principais desvantagens que este tipo de dispositivos apresentam são:

A protecção que eles asseguram é muito localizada, exercendo eventualmente pouca influênciaem zonas afastadas.

Quando as condutas a proteger transportam água potável, ela poderá inquinar-se, se permanecer

estagnada no tanque durante longos períodos.

Nas condutas que transportam águas residuais, estas não poderão ficar imobilizadas no interior

do RUD, isto para se evitar a sua entrada em septicidade, o que provocaria a geração de gás

sulfídrico e cheiros nauseabundos. Assim neste caso, o líquido armazenado no RUD é em geral

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água potável, retirada de um ramal da rede de abastecimento público. Por muito cuidado e

medidas que se adoptem, é impossível garantir-se a segurança de tal ligação.

Figura 16 – Reservatório unidireccional padronizado pela SABESP

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4.4.6 RESERVATÓRIO PARCIALMENTE BIDIRECCIONAL

O autor deste trabalho, necessitou projectar um dispositivo, para proteger uma conduta elevatória destinada a

transportar águas residuais, que apresentava um ponto alto num local isolado. Devido às desvantagens

referidas em relação ao RUD, não era possível nesse caso a sua adopção. Para proteger esse local, foi

adoptada uma variante, conforme representada na figura 17, o qual poderemos designar por reservatório

parcialmente bidireccional.

Figura 17 – Reservatório parcialmente bidireccional

O reservatório parcialmente bidireccional, é especialmente vocacionado para ser instalado em pontos altos,

de condutas destinadas a transportar água residuais. É constituído por um reservatório construído em

polietileno de alta densidade e dotado de uma válvula de retenção.

A grande vantagem, apresentada por este dispositivo, é a do líquido armazenado para protecção, não ficar emcontacto com a atmosfera. Evita-se dessa forma a inquinação, no caso de água tratada e a propagação de

cheiros no caso de águas contaminadas. Outra vantagem, é a de se dispensar o ramal de enchimento.

A análise deste dispositivo, é semelhante à da chaminé de equilíbrio, sempre que a cota piezométrica no

interior do dispositivo, for inferior à cota da válvula de retenção. Caso contrário, a análise é semelhante à de

uma simples junção.

Este dispositivo, admite o refluxo parcial de líquido ao tanque, o que não acontece no RUD, permitindo desta

forma actuar também sobre as sobrepressões.

VR

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Para evitar que se escape líquido, durante a fase de refluxo, recomenda-se a instalação de válvulas de

retenção do tipo esfera, conforme representadas na figura 18.

4.4.7 METODOS DE CONTROLE DE PRESSÃO TRANSITÓRIA Por métodos de controle de pressão transitória, consideram-se aqueles que em operação normal, limitam as

pressões transitórias, a valores compatíveis com as características de resistência mecânica dos sistemas. Masem caso de operação extemporânea, não têm qualquer actividade. Podemo-nos referir à escolha dos tempos

de manobra das válvulas instaladas na compressão das bombas e à imposição de tempos de paragem e

arranque dos grupos electrobomba por arrancadores suaves.

Os arrancadores suaves substituem as válvulas motorizadas na protecção de um sistema, durante o arranque

dos grupos electrobomba, ao prolongarem o tempo de paragem. O tempo da rampa de desaceleração pode ser

ajustado entre 2 e 60 s. Numa análise, deverão combinar-se vários tempos de paragem, com o intervalo a

decorrer entre paragens.

Figura 18 – Válvula de retenção de esfera

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Figura 1.2 - >omba aspirante premente

5.2.2 BOMBAS DE ENGRENAGENS A part!cula l!quida a tem aproimadamente a mema traect<ria circular que a do ponto b do dente daengrenagem$ ecepto nos trec'os de concordBncia na entrada e sa!da do corpo da bomba.

Figura 1. - >omba de engrenagens

5.2.3 BOMBAS DE DESLOCAMENTO POSITIVO ALTERNATIVAS $ lA@uido recebe a ac*o da /ora directamente de um it*o ou ?mbolo ou de uma membrana /le0A,elou dia/ragma.

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Figura 1.Q - >omba de pistão alternativa

Multiplex

Simplex

Diafragma

Multiplex

Triplex

Duplex

Simplex

efeitoSimples

efeito Duplo pistão

as Alternativ

5.2.4 BOMBAS DE DESLOCAMENTO POSITIVO DE PISTÃO

Figura 1.5 - Simples efeito Figura 1.6 - Duplo efeito

5.2.5 BOMBAS DE DESLOCAMENTO POSITIVO ROTATIVAS

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l!quido recebe a acção de forças provenientes de uma ou mais peças dotadas de movimento de rotaçãoque$ ao comunicarem energia de pressão$ provocam o seu escoamento.

A acção das forças faz-se segundo a direcção que praticamente a do pr<prio movimento de escoamento

do l!quido.

múltiplosduplosParafusos

ososcilatóriPistões

lobular Rotor

sEngrenagen

múltiplos Rotores

simplesParafuso

flexívelElemento

rotativoPistão

Palhetas

rotor sóUm

Rotativas

Kão vulgarmente empregues para l!quidos viscosos sem part!culas abrasivas.

A descarga e a pressão do l!quido bombeado sofrem pequenas variações quando a rotação permanececonstante.

Figura 1.X - iferentes bombas de deslocamento positivo rotativas

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5.3.1 ELEMENTOS ROTATIVOS E IMPULSORES Impulsores fechados

s rotores são fec'ados quando alm do disco onde se fiam as p%s$ eiste uma coroa circular tambm fia#s p%s.

Ctilizam-se para l!quidos l!mpidos sem substBncias em suspensão.

Figura 1.1* - ,mpulsores fec'ados

Figura 1.11 - >omba de eio 'orizontal com impulsor fec'ado 4radial7

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5.3.2 TURBOBOMBAS DIFUSOR Cm di/uor ou recuperador$ onde feita a transformação da maior parte da elevada energia cintica comque o l!quido sai do rotor em energia de pressão$ necess%ria para vencer a pressão que se opõe ao

escoamento$ de tal forma que o l!quido sai da boca de descarga com uma velocidade razo%vel.

A transformação opera-se de acordo com o teorema de >ernoulli.

Figura 1.1Q - Di/erente /orma de ,oluta

5.3.3 EMPANQUES A ligação do impulsor ao motor efectuada atravs de um veio$ o qual na maioria das bombas tem queatravessar a carcaça da bomba$ para se garantir a estanquicidade da passagem do veio utilizam-seempanques , que deverão assegurar uma boa selagem do fluido entre o veio e o corpo da bomba.

Empanq!" #! $%&#'%

Figura 1.1D - &man@ue de cord*o

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Figura 1.1[ - 0lemento de estanquecidade do veio formado por um empanque de cordão

5.4. BOMBAS ESPECIAIS

Figura 1.1X - "arneiro Iidr%ulico

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Figura 1.1P - &arafuso de Arquimedes

Figura 1.1\ - &arafuso sem fim para lamas

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Figura 1.2* -

5.5. IMPULSORES5.5.1 CLASSIFICAÇÃO SEGUNDO A TRAJECTÓRIA DO LÍQUIDO NO

IMPULSOR Bombas centrífugas puras ou radiais

Bombas de caudal misto.

Bombas axiais ou propulsoras.

Bombas de Vórtice

Impulsores centrífugos puros ou radiais

Neste tipo de impulsores o líquido é admitido paralelamente ao eixo, sendo dirigido pelas pás para a periferia

numa trajectória normal ao eixo (radialmente).

Utilização com água limpa para caudais até ≈ 500 l/s e para pequenas, médias e grandes alturas de elevaçãoaté 100 m com um único impulsor.

Figura 2.1 - Impulsor centrífugo puro ou radialImpulsores de caudal misto

Neste tipo de rotores o líquido é admitido axialmente e abandona-o segundo um plano ligeiramente inclinadorelativamente ao plano perpendicular ao eixo.

A pressão é comunicada ao líquido pela força centrífuga e pela acção de sustentação das pás.

Figura 2.2 - Impulsor de caudal misto e respectiva trajectória

São adequados para grandes caudais e pequenas e médias alturas de elevação.

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Figura 2.3 - Impulsores de caudal misto, abertos e fechados

Figura 2.4 - Bomba de dupla aspiração com impulsor de caudal mistoImpulsores Axiais

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Numa bomba de fluxo axial, a pressão é desenvolvida pelo escoamento do líquido sobre as pás de secção emaerofólio. Consiste numa bomba com um impulsor do tipo hélice que roda no interior de um invólucro.Como o nome sugere, nas bombas de fluxo axial o fluido entra e sai ao longo da mesma direcçãoparalelamente ao eixo de rotação. A vantagem de uma bomba de fluxo axial é a sua construção compacta,

bem como sua capacidade de girar com velocidades extremamente altas. A área de escoamento é constante,iguala à entrada e à saída e opera com pressões muito baixas e elevados caudais.

Uma bomba de fluxo axial é também designada de uma bomba de hélice ou , porque a turbina funcionacomo a hélice de um barco. A hélice é accionada por um motor. As bombas de fluxo axial utilizam a acçãode propulsão das hélices sobre o líquido para desenvolver pressão Operam segundo a teoria da sustentaçãoaerodinâmica, da propulsão das pás das hélices ou ainda segundo a teoria do vórtice forçado. Não sãopropriamente impulsores centrífugos, pois a força centrífuga decorrente da rotação das pás não é responsávelpelo aumento da energia de pressão. Os rotores das bombas de fluxo axial podem ser ajustados alterando opasso das pás da hélice. Isso torna-as úteis para aplicações tanto com caudal elevado/baixa pressão ou combaixos caudais / alta pressão.

Figura 2.5 - Bomba com impulsor axial

Figura 2.6 - Constituição de uma bomba axial de eixo horizontal

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Figura 2.7 - Bomba propulsora (axial) de eixo verticalFigura 2.8 -

Impulsores não bloqueáveis

Líquidos carregados tais como águas residuais com sólidos em suspensão, areias, fibras longas, polpas, etc.exigem que os impulsores sejam capazes de lidar com este tipo de líquidos sem bloquear, pelo que têm sidodesenvolvidos impulsores especiais com grandes secções de passagem pelo menos com 80 mm de máxima

dimensão.

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Figura 2.9 - Bomba submersível equipada com impulsor não bloqueávelFigura 2.10 -

Impulsores de vórtice

Os impulsores de vórtice, também são considerados não bloqueáveis.

O princípio de operação da turbina de uma bomba de vórtice é muito simples. O rotor gira numa região davoluta que está completamente fora do percurso do fluxo líquido. A sua rotação cria um vórtice semelhanteao desenvolvido num vaso sanitário quando ele é despejado, ou de um furacão. Uma vez que o rotor não estáno caminho do fluxo em espiral, a bomba é ideal para a manipulação de líquidos que contêm longos sólidosfibrosos, sólidos de grandes diâmetros, suspensões ou uma combinação de todos estes, sem bloquear.Basicamente, o que é aspirado pela bomba será bombeado, enquanto os sólidos forem de menor secção doque a boca de descarga.

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Figura 2.11 - Linha de escoamento com um impulsor do tipo vórtice.

Figura 2.12 - Bomba submersível com impulsor do tipo vórticeFigura 2.13 -

Impulsores especiais

Figura 2.15 -

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5.5.2 CLASSIFICAÇÃO DOS IMPULSORES QUANTO Á GEOMETRIA DAS PÁS

Quanto á geometria das pás os impulsores podem ser classificados como:

• Pás inclinadas para trás

• Pás inclinadas para a frente

• Pás radiais

• Pás helicoidais

A cada um dos tipos referidos corresponde um triângulo de velocidades.

Figura 2.16 - Triângulo de velocidades deacordo com o tipo de pá.

Figura 2.17 - Trajectória absoluta de umapartícula líquida.

Figura 2.18 - Principais tipos de pásquanto á sua inclinação

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U W V rrr

+=

V r

- Velocidade absoluta U r

Velocidade de arraste, periférica ou circunferencial

W r

- Velocidade relativaβ ângulo formado pela direcção da velocidade do líquido W2 à saída do impulsor com o prolongamento do

vector que representa a velocidade de arrastamento U2.

O ângulo b influencia os valores da velocidade absoluta V2 à saída do impulsor e da sua componentecircunferencial U2, o que afecta o valor da energia H cedida pelo rotor.

Rotores com pás inclinadas para frente β2 > 90º

Neste tipo de rotor a energia cinética aumenta rapidamente de valor á medida que β2 aumenta.

A partir de um determinado ângulo β2 a energia de pressão anula-se e a energia total é fornecida ao líquidosob a forma de energia cinética.

Se o ângulo β2 for ainda mais aumentado resulta na ruptura dos filetes líquidos.

Rotores radiais β2 = 90º (pás tipo Rittinger)

Na descarga radial da velocidade relativa do líquido, a energia total que o rotor fornece ao líquido écomposta de parcelas iguais de energia potencial de pressão e de energia cinética.

Rotores com pás inclinadas para trás β2 < 90º

021

22

21

22 =⇒

−=

− p H

g

ww

g

uu

Figura 2.19 - Triângulo de velocidades derotores com pás inclinadas para trás

α2 > 90º

Nestas condições H < 0 e assim o rotor não tem capacidade para bombear pelo que trabalharia como oreceptor de uma turbina radial centrífuga.

α2 = 90º

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Nestas condições a energia de pressão devida à força centrífuga é anulada pela energia de pressão devida àvelocidade relativa, H = 0 e assim o rotor não tem capacidade para bombear.

α

2 < 90º

Nestas condições a energia potencial cedida ao líquido é superior à energia cinética.Há medida que o valor do ângulo β aumenta, até atingir 90º, a energia potencial cresce mais rapidamente quea cinética

Que tipo de pás a adoptar

Pás inclinadas para a frente

A energia total cedida ao líquido é tanto maior quanto o valor do ângulo β2, o que quer dizer que para amesma velocidade circunferencial os impulsores com pás inclinadas para a frente fornecem mais energiaao líquido.

Mas neste tipo de impulsores o rendimento é baixo, devido às perdas de energia por atrito quer no rotor

quer no difusor da bomba, porque no curto trajecto desde o bordo de entrada até ao de saída, o líquidosofre uma acentuada aceleração, resultando em velocidades elevadas que originam elevadas perdas deenergia por atrito.

No difusor a transformação da elevada velocidade do líquido (energia cinética) em pressão é nova fonte deperda de energia.

Nas bombas – Apenas para grandes caudais e baixas alturas de elevação .

Nos ventiladores - com os quais se pretende essencialmente fornecer energia de velocidade ao gás - osimpulsores com a pás viradas para a frente, apresentam vantagem, ao aumentarem directamente a velocidadedo fluído que os atravessa.

Pás inclinadas para trás

Neste tipo de pás o líquido é submetido a uma aceleração menos acentuada e as perdas por atrito sãomenores, apesar do maior trajecto que os filetes líquidos têm de percorrer.

O alargamento progressivo do canal entre as pás é mais suave, o que favorece o escoamento.

Como a maior parte da energia cedida ao líquido pelo impulsor é de pressão, é menor a parcela de energiacinética que é transformada em pressão, resultando numa menor perda por atrito no difusor, o que aumenta orendimento.

Conclusão

Pelos motivos apontados os fabricantes adoptaram para construção corrente, a forma das pá voltadas paratrás na quase totalidade das bombas centrífugas.

β2 está compreendido entre 17º 30´ e 30º.A. J. Stepanoff na sua obra “Centrifugal and Axial Flow Pumps” aconselhou como regra geral o valor de 22º30´.

5.6. TIPO DE BOMBAS DE ACORDO COM O NÚMERO DEIMPULSORES

5.6.1 MONOCELULARES

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São constituídas por um único impulsor.

Figura 2.20 - Bombas monocelulares de eixohorizontal

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Figura 2.21 - Diferentes tipos de bombasmonocelulares

5.6.2 MULTICELULARES

Constituídas por dois ou mais impulsores dispostos em série

Figura 2.22 - Bomba multicelular de aspiraçãoaxial

Figura 2.23 - Bomba multicelular de aspiraçãolateral

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Pag 388

Figura 2.24 - Bombas multicelulares decaptações tubulares

5.7. TIPO DE IMPULSOR EM FUNÇÃO DA VELOCIDADEESPECÍFICA

Para a definição preliminar do tipo de impulsor é conveniente a utilização do parâmetro velocidadeespecífica, derivado da análise feita às características de operação das bombas (coeficientes adimensionais de

escoamento e de altura de elevação):

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Gráfico para a determinação de Ns

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Observando directamente as fórmulas constata-se que ns pode variar de zero, no caso de caudal nulo, ainfinito, se a altura de elevação tender para zero.

Um impulsor é caracterizado pela sua velocidade específica, no ponto de rendimento máximo.

Figura 2.25 - Tipo de impulsor em função davelocidade específica

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5.8. CONDIÇÕES DE FUNCIONAMENTO5.8.1 CURVAS CARACTERÍSTICAS

Dever-se-á designar por curvas características as curvas que relacionam entre si o caudal, a alturamanométrica, a velocidade, a potência, o NPSH requerido e o rendimento da bomba.

Dado o elevado número de parâmetros, é vulgar considerarem-se curvas com um ou mais parâmetros fixos.

Normalmente toma-se a velocidade como parâmetro fixo, e nas bombas centrífugas, ainda, o diâmetro doimpulsor.

A mesma bomba pode trabalhar com impulsores de diâmetro diferente dentro de certos limites, alterando-lheas curvas características.

A curva característica caudal-pressão tem aproximadamente o seguinte andamento, a velocidade constante:

Figura 3.1 - Curva característica típica de cada tipo de bombaFigura 3.2 -

Curvas características de bombas centrífugas

22 CQ BNQ AN H −+=

Figura 3.3 - Curvas características de impulsores centrífugosO desenvolvimento das curvas Q-H das bombas centrífugas obedece a uma lei quadrática e pode ser descritopela equação:

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22 CQ BNQ AN H −+=

Figura 3.4 - Curvas funcionais de uma bomba centrífuga

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Figura 3.5 - Andamento da curva Q/H em função do número específico, bombas centrífugas puras e decaudal misto

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Figura 3.6 - Andamento da curva Q/H em função do número específico, bombas axiaisCurvas características especiais

Nas bombas em que a curva funcional apresenta o desenvolvimento da figura, quando o desnível geométricoé superior à altura da bomba com caudal nulo, o controlo não é estável, aparecendo dois pontos defuncionamento:

Figura 3.7 - Curva característica radial com altura de elevação com caudal nulo inferior á máximaDeve-se evitar a utilização de bombas com curvas características deste tipo, quando as colunas estáticas sãopróximas do ponto de caudal nulo.

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Figura 3.8 - Curva característica de um parafuso de arquimedesVelocidade de rotação

Bombas accionadas por motores eléctricos

Quando accionadas directamente por motores eléctricos de rotor em curto circuito as bombas rodam avelocidades da ordem das indicadas na tabela.

f (Hz)

Número de polos

2 4 6 8 10 12 14

50 2900 1450 960 725 580 480 415

60 3500 1750 1160 875 700 580 500

As velocidades nominais dos grupos são inferiores à velocidade de sincronismo, devido ao deslizamentoprovocado pela carga no motor.

Para rodar a outras velocidades as bombas podem ser ligadas indirectamente através de correias a motoreseléctricos, ou a alimentação eléctrica dos motores é feita através de conversores de frequência.

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Figura 3.9 - Deslizamento da velocidade do motorBombas accionadas por outros motores

As bombas podem ser accionadas por motores de combustão interna, turbinas, etc. Nesse caso a velocidade éa imposta por esses motores, que por vezes são ligadas por intermédio de redutores de velocidade.

Potência absorvida pela bomba

A potência necessária para accionar uma bomba em função do caudal, altura de elevação e rendimentohidráulico poderá ser determinada por:

η

Q pW B

×=

p – kPa; Q – m3 /s; WB - kW

η ×

×××=

000.1

H QgW B

ρ – kg/m3g – m/s2; H – m; Q – m3 /s; WB - kW

Água η ×

×=

102

H QW B

H – m; Q – litros/s; WB – kW

Os motores deverão ser ligeiramente sobredimensionados, no mínimo com uma potência em excesso daordem de 10%, na tabela apresentam-se os motores com as potências normalizadas.

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5.8.2 CURVA CARACTERÍSTICA DO SISTEMA Para se determinar as condições de funcionamento de um grupo electrobomba é necessário determinar-se acurva característica do sistema de condutas a que está associado.

Figura 3.10 - Curva característica do sistemaA curva característica do sistema é traçada marcando a altura H em função do caudal num gráfico decoordenadas cartesianas. Esta curva compreende uma parte estática e uma parte dinâmica.

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A parte estática corresponde ao desnível geométrico adicionado á diferença de pressão entre o sistema deadmissão e a secção de descarga

g

PP admissãoadesc

ρ

−arg

A parte dinâmica corresponde à perda de carga que varia com o quadrado do caudal e a altura cinética entrea admissão e a descarga.

Sistema em aspiração

Figura 3.11 - Sistema de bombeamento em aspiração

∑+−

+−

+= vad ad

geoSistema H g

vv

g

p p H H

2.

22

ρ

Na prática despreza-seg

vv ad

2

22 −

Sistemas fechados

∑+−

+≈ vad

geoSistema H g

p p H H

. ρ

Sistemas abertos

∑+≈ vgeoSistema H H H

Sistema em carga

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Figura 3.12 - Sistema de bombeamento em carga

5.8.3 PONTO DE FUNCIONAMENTO Designa-se por ponto de funcionamento da bomba, o ponto da curva característica que corresponde ao seufuncionamento, quando integrada na rede de tubagem.

Figura 3.13 - Curvas da instalação versus da bombaEste ponto, intersecção da curva de carga da rede com a curva característica da bomba, depende dascaracterísticas da rede, em particular da relação da pressão à entrada e caudal, e está estreitamenterelacionado com as perdas de carga e altura estática na tubagem de compressão.

Geralmente não se determina a curva característica da rede mas sim apenas o ponto correspondente ao caudalde dimensionamento, escolhendo-se um bomba cuja curva característica, para o máximo rendimento, passetão perto quanto possível desse ponto.

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Figura 3.14 - Variação da curva característica do sistema em função da manobra de uma válvula.

5.8.4 ASSOCIAÇÃO DE BOMBAS Uma estação de bombagem é constituída normalmente por um conjunto de bombas que deverão assegurar ocaudal e pressão requeridas pela rede.

É recomendável que uma delas funcione como reserva de qualquer uma das outras.Há normalmente três regras básicas a observar neste tipo de instalação:

1. A instalação deverá ser flexível especialmente se as bombas não forem de velocidade variável.

2. Os problemas de arranque da instalação deverão ser minimizados especialmente se os accionadoresforem motores eléctricos, o arranque consecutivo de duas ou mais bombas, deverá ser estudado deforma a não ocorrerem inícios de marcha durante o regime transitório provocado pela bombaprecedente.

3. Deverão ser minimizados, os problemas causados à operação decorrentes da paragem inoportuna de

uma das unidades.As instalações correntes são em paralelo.

Associação de bombas em paralelo

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Figura 3.15 - Associação de bombas em paraleloNuma associação em paralelo, para a mesma altura de elevação os caudais somam-se.

Figura 3.16 - Associação de bombas em paralelo máximo de cinco bombasNa montagem em paralelo, poderá ocorrer um desequilíbrio de cargas entre as diferentes bombas.

Há que ajustar as características hidráulicas das bombas, e respectivas velocidades, para todas as condiçõesde operação do sistema.

Os desequilíbrios são mais prováveis de ocorrer para curvas características tipo patamar, na zona deoperação do sistema, onde, um pequeno erro no ajuste da velocidade poderá implicar uma grande diferençano caudal debitado.

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Num arranjo em paralelo será desejável curvas características com suficiente inclinação.

Outra desvantagem para arranjos de bombas em paralelo resulta do facto da paragem intempestiva duma dasbombas poder originar sobrecargas instantâneas, perigosas, sobre as restantes.

Associação de bombas em série

Figura 3.17 - Associação de bombas em sérieNuma associação de bomba em série, para o mesmo caudal as alturas de elevação somam-se.

Este tipo de disposição utiliza-se em bombas de líquidos carregados, uma vez que estas só podem sermonocelulares.

5.8.5 CAVITAÇÃO

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Pag 403

Se a pressão absoluta no interior da bomba baixar até atingir a pressão de vapor do líquido à temperatura deserviço, inicia-se um processo de vaporização do mesmo.

Inicialmente nas zonas mais rarefeitas da bomba, formam-se pequenas bolsas, bolhas ou cavidades, daí o

nome de cavitação, no interior das quais o líquido vaporiza-se.Posteriormente arrastadas pela corrente líquida devida ao movimento do órgão propulsor ás quais imprimeuma grande velocidade, atingem regiões de pressão elevada, aonde se processa o seu colapso, com acondensação do vapor e retorno ao estado líquido.

Figura 3.18 - Formação de bolsas de cavitaçãoQuando a pressão reinante no líquido se torna superior à pressão interna da bolha preenchida com vapor, asdimensões desta reduzem-se bruscamente, correndo o seu colapso, provocando um deslocamento do líquidocircundante para o seu interior, que gera desta forma uma pressão de inércia com um grande valor.

As partículas formadas pela condensação chocam-se muito rapidamente umas de encontro às outras, e deencontro à superfície das pás do impulsor.

As superfícies metálicas onde se chocam as diminutas partículas provenientes da condensação sãosubmetidas a uma actuação de forças complexas oriundas da energia dessas partículas, que produzempercussões, elevadas.

Os impactos violentos desagregam os elementos de material de menor coesão, e formam pequenos orifícios,que, com o prosseguimento do evento, dão á superfície um aspecto rendilhado, esponjoso, corroído.

É a erosão por cavitação.

Figura 3.19 - Orifícios devidos à acção do mecanismo da cavitação

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5.8.6 NPSH “NET POSITIVE SUCTION HEAD”As bombas devem funcionar isentas de cavitação para tal a pressão no interior da bomba deverá ser sempresuperior á pressão de vapor do líquido bombeado, para o efeito deverá verificar-se o sistema de

bombeamento.NPSH requerido (necessário)

As bombas centrífugas só funcionam adequadamente se não ocorrer a formação de vapor do líquidobombeado no seu interior.

Assim a pressão no ponto de referência do NPSH deverá exceder a pressão de vapor do produto.

Figura 3.20 - NPSH requeridoAssim a pressão no ponto de referência do NPSH deverá exceder a pressão de vapor do produto.

O ponto de referência do NPSH é o centro do impulsor.O NPSHreq é um valor da bomba e é expresso em metros nas curvas das bombas.

Este valor frequentemente inclui uma margem de segurança de 0,5 m.

NPSHdisp ≥ NPSHreq NPSH da instalação

Em aspiração

Figura 3.21 - Bomba em aspiração

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Pag 405

Pb - 105 N/m2; Pa – N/m2; ρ - kg/m3; g – 9,81 m/s2; Pv – pressão de vapor N/m2

Água aspiração em tanque aberto

Em carga

Figura 3.22 - Bomba em aspiração

aspGeomaspavba

disponível H H g

v

g

p p p NPSH ,

2

2. +∆−+

−+=

ρ

Aumento da altura de aspiração

Por vezes torna-se necessário aumentar a altura de aspiração, para o efeito introduzem-se injectores que têma finalidade de aumentar o poder de sucção do sistema.

Figura 3.23 - Aumento da capacidade de aspiração pela introdução de um injector.

aspGeom asp av b a

disponível H H g

v

g

p p p NPSH ,

2

2. =

ρ

aspGeom aspTA agua disponível H H NPSH ,;; 10

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Pag 406

5.8.7 BOMBEAMENTO DE LÍQUIDOS VISCOSOS

Numa bomba centrífuga com uma velocidade específica ns compreendida entre 6 e 45 1/min, as condições defuncionamento, caudal Q, altura de elevação H e eficiência η diminuem com o aumento da viscosidade dolíquido bombeado e ao mesmo tempo a potência absorvida aumenta.

As curvas características das bombas deverão ser alteradas de forma a corresponderem às condições defuncionamento do líquido bombeado.

Figura 3.24 - Alteração da curva característica de uma bomba em função da viscosidade do líquidoZ – Fluido viscoso W – água

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Figura 3.25 - Gráfico para determinação dos factores de conversão de caudal e altura de elevação paralíquidos viscosos

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Pag 408

Figura 3.26 - Gráfico para determinação dos factores de conversão de caudal, altura de elevação erendimento para desenhar a curva da bomba para líquidos viscosos

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Pag 409

5.8.8 LEIS DA SEMELHANÇA DAS TURBOMÁQUINAS

Se tivermos a curva funcional de uma determinada bomba, o desempenho de uma outra bomba do mesmotipo, pode ser obtida a partir da curva característica de referência por aplicação das regras de semelhançadinâmica, que permitem afirmar que:

O caudal varia directamente com a velocidade de rotação

A altura manométrica varia com o quadrado da velocidade

A potência absorvida varia com a terceira potência da velocidade, permitindo variações no rendimento.

Alteração de Diâmetro Alteração de velocidade Alteração de Diâmetro e velocidade

=

i

f i f D

DQQ

=

i

f i f N

N QQ

=

i

f

i

f i f N

N D DQQ

2

=

i

f i f D

D H H

2

=

i

f i f N

N H H

2

=

i

f

i

f i f N

N

D

D H H

3

=

i

f i f D

DPP

3

=

i

f i f N

N PP

3

=

i

f

i

f i f N

N

D

DPP

Q caudal, H altura manométrica, P potência, D diâmetro do impulsor, N velocidade i inicial f final

Através das relações do quadro, é possível derivar a partir da curva característica de referência, a curvacorrespondente para qualquer outra velocidade

5.8.9 EVENTOS QUE INFLUENCIAM O RENDIMENTO DAS

TURBOMÁQUINAS

As perdas, que reduzem os rendimentos nas bombas centrífugas, podem-se agrupar nas seguintes diferentescategorias:

1. fugas do fluido vindo de zonas de alta pressão para zonas de baixa pressão,

2. Perdas por atrito mecânico

3. atrito resultante do movimento dos impulsores no liquido.

5.8.10 ALTERAÇÕES DAS CURVAS DE FUNCIONAMENTO

Permanentes

Estas alterações podem fazer-se, sempre seguindo as indicações do fabricante, sem serem excepcionalmentecaras:

Para as bombas centrifugas:

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Pode mudar-se o diâmetro do impulsor dentro dos limites permitidos pelo fabricante, obtendo-seuma gama de curvas características.

Pode ainda alterar-se a velocidade de accionamento, com recurso a variadores de frequência.

Nestes processos dever-se-á considerar a alteração da potência absorvida.Para as bombas de deslocamento positivo

Quer sejam rotativas quer sejam alternativas o processo normal será alterar a velocidade de accionamento.

Dever-se-á considerar a alteração da potência absorvida.

Alteração por desgaste

Para as bombas centrífugas, em particular, dá-se um abaixamento da curva característica devido ao desgaste,cuja influência no sistema pode ser maior ou menor consoante a curva do sistema:

Figura 3.27 - Alteração da curva característica de uma bomba centrífuga por desgaste do impulsor.

5.9. PERFIL LONGITUDINAL DAS CONDUTAS5.9.1 REPRESENTAÇÃO No caso das condutas destinados a vencer grandes distâncias, no projecto elas são representadas em perfillongitudinal numa escala 1V:10H, este método é vulgarmente utilizado no estudo de problemas hidráulicos.

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Fotografia 4.1 – Conduta na Namíbia para transporte de água potável a longa distância.

Neste perfil traçam-se também a linha de carga estática, a linha piezométrica e as envolventes das pressõesextremas em regime transitório.

Este perfil constrói-se para uma dada conduta, com base numa determinada condição de funcionamento(caudal e altura manométrica).

Representa-se em:

• Ordenadas a posição da conduta (em geral o infradorso) e a altura piezométrica do fluido calculado apartir das perdas de carga.

• Abcissas as distâncias ao longo da conduta.• Por este processo é extremamente simples estabelecer:• A pressão real existente ao longo da conduta.• Os pontos que ficarão sujeitos ás maiores solicitações.• Determinarem-se “pontos de controlo” cuja altitude e localização na linha determinam as pressões de

operação mínimas necessárias para as diferentes condições do trabalho.

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Perfil longitudinal de uma condutaA cada conjunto de condições de funcionamento da conduta (bombagem ou gravítico) corresponderá umconjunto de linhas piezométricas.

A inclinação das linhas piezométricas traduzem a perda de pressão por unidade de comprimento do tubo parao caudal e fluido considerado.

Esta representação é muito útil para o estudo de:

Localização das estações alimentadoras da linha “booster” para as diferentes fases a considerar naoperação.

Colocação das ventosas

Locais para estabelecimento das descargas de fundo.

Introdução de válvulas de seccionamento de troços, para auxiliar a manutenção.

Posição dos dispositivos de protecção das condutas.

Pressões nominais por troços de tubos.

Verificação se não existem pontos aonde poderá ocorrer a quebra da veia líquida por vaporização.

5.9.2 QUEBRA DA VEIA LÍQUIDA POR VAPORIZAÇÃO DO LÍQUIDO NA

TUBAGEM

Condições mínimas de funcionamento:

Primeira condição: A linha piezométrica em funcionamento estacionário não deverá intersectar a linha doperfil da tubagem.

Segunda condição: Evitar a vaporização do líquido em regime transitório. Esta situação produz-se sempreque a pressão iguala ou é inferior a pressão de vapor.

P > Pv

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Ponto de Vaporização do líquido transportado numa conduta

Quando a linha piezométrica è inferior à linha da tubagem nessa região a conduta funciona em vácuo,haverá tendência para a introdução na tubagem dos materiais circundantes, com conspurcação do líquidotransportado.

No caso de condutas que transportem água potável tal prática não é admissível.

Em regime transitório não é admissível a ocorrência de vaporização nos pontos de inflexão do perfil daconduta, uma vez que aí poderá ocorrer a ruptura da veia líquida com subsequente geração de elevadaspressões quando as colunas líquidas se voltarem a reunir.

5.10. INSTALAÇÃO DE BOMBAS

5.10.1 CENTRÍFUGAS A tubagem de aspiração deverá ser projectada de acordo com os princípios fundamentais:

• Velocidades de aspiração limitadas.

DN 25 40 65 100 150 200 300 500

V (m/s) 1,1 1,2 1,4 1,6 1,7 1,9 2,0 2,3

Q (l/s) 0,54 1,5 4,6 12,6 30,0 59,7 141,3 392,5

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Figura 5.1 - Velocidade de aspiração limitadas• Disposição de forma a evitar a formação de bolsas de ar na aspiração.

Figura 5.2 - Evitar a formação de bolsas de ar na aspiraçãoO cone de redução de diâmetro excêntrico, deverá ser colocado com excentricidade para baixo, para evitarintrodução de bolhas de ar na aspiração, que reduzem a secção de escoamento e podem ocasionar cavitaçãona bomba.

Se a bomba se destina a funcionar em aspiração (na vertical), deverá ser previsto na tubagem de aspiraçãouma válvula de pé ou de retenção eventualmente com ralo, se houver suspensões no fluido, para a suaretenção. Neste caso deverá prever-se um dispositivo de alívio de pressões.

Figura 5.3 - Bomba em aspiraçãoO desenvolvimento da tubagem de aspiração deverá ser sempre ascendente em direcção á boca de aspiraçãoda bomba.

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Figura 5.6 - Desenvolvimento do tubo de aspiração

Figura 5.7 - Arranjo da compressão singular

Velocidades máximas recomendadas para a tubagem de compressão singular.

DN 25 40 65 100 150 200 300 500

V (m/s) 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,9

Q (l/s) 0,7 2,0 6,0 15,7 40 75 185 570

5.10.2 PROCESSOS DE ESCORVAMENTO Uma bomba centrífuga para funcionar convenientemente deverá estar cheia de liquido no arranque, pois sehouver ar no interior da voluta, a bomba deixará de ter poder de sucção e desferrará.

Para manter o líquido dentro do corpo da bomba e repô-lo quando faltar, recorre-se a vários artifícios, comosejam: dispor as bombas em carga; ferragem com água proveniente de tanques colocados acima da aspiração

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ou proveniente da conduta de compressão; originar uma depressão no corpo da bomba por ejectores;introduzir válvulas de pé; sistemas de ferra com bombas de vácuo, etc.

Figura 5.8 - Instalação com bombas em carga

Figura 5.9 - Ferragem com água proveniente da conduta elevatória ou de um tanque auxiliar.

Tanque A - Alimentação da bomba e aspiração por

depressão

Tanque B - Reservatório hidropneumático

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5.10.3 SISTEMAS DE SEGURANÇA CONTRA INTERRUPÇÃO DE CAUDAL Se houver uma interrupção do escoamento com a bomba em funcionamento a energia absorvida pela bombaé transformada em calor, que, sendo comunicado ao líquido, poderá acabar por vaporizá-lo, além de afectar

os rolamentos e chumaceiras de bomba.Se a interrupção for acidental, deverá ser previsto um processo automático de desligar a bomba, ao fim deum certo tempo, pois a bomba ainda suporta algum tempo de aquecimento (máximo 5 minutos).

Se a interrupção for frequente dever-se-á instalar uma tubagem para retorno do líquido, (tubagem derecirculação) para o reservatório donde a bomba está a aspirar, por exemplo em instalações industriais emque há o enchimento aleatório de depósitos e reactores ou a alimentação de máquinas com uma determinadacadência.

Há duas soluções habituais:

Válvula de descarga na compressão, quando a curva característica da bomba for suficientemente inclinada.

Orifício calibrado, permitindo retomar o caudal mínimo, o que tem a desvantagem de diminuir o rendimento,com o inerente incremento da perda de carga.

Figura 5.13 - Alívio de caudal num sistema sujeito a interrupções frequentes.

actores,

Figura 5.14 - Disposições típicas das tubagens

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Figura 5.15 - Disposições típicas das tubagens de compressão de bombas de eixo vertical

Bombas Rotativas de Deslocamento Positivo

Para as bombas rotativas dedeslocamento positivo aplicam-se os princípios já descritos para as bombascentrífugas, excepto que para as bombasem aspiração convirá uma elevação do tuboantes da bomba, para que esta arranque

sempre com o corpo cheio de líquido ouferrada.

Figura 5.16 - Disposições típicas das instalações com bombasrotativas de deslocamento

Bombas Alternativas

As bombas alternativas podem atingir grandes pressões, pelo que para proteger a tubagem e evitar esforço domotor devem existir:

Uma válvula de segurança, na bomba ou na tubagem de compressão,

Um depósito hidropneumático colocado na compressão de formar a atenuar as flutuações de pressão devidasá cadência do êmbolo.

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Figura 5.17 - Estação de bombas alternativas

5.10.4 TRANSMISSÃO DE VIBRAÇÕES À TUBAGEM

As bombas rotativas produzem pouca vibração, a qual aumenta com a viscosidade do líquido, se não sereduzir convenientemente a velocidade de accionamento.

As bombas centrífugas vibram mais fora das zonas de máximo rendimento, enquanto que as alternativasvibram pelo próprio processo de funcionamento.

A vibração é inconveniente, quer para o pessoal quer para o equipamento ligado à tubagem.

É recomendável a instalação de juntas anti-vibratórias (de borracha, normalmente) na tubagem.

As bombas alternativas necessitam de um amortecedor tipo reservatório com almofada de gás, para atenuaras pulsações do fluido.

Figura 5.18 - Dispositivos para amortecimento de vibrações

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Figura 5.19 - Juntas antivibráteis

Na aplicação de juntas antivibráteis de borracha dever-se-á procurar não aumentar o impulso hidráulicosobre a bomba.

Por isso não é conveniente usá-las para alturas manométricas elevadas.

Figura 5.20 - Acoplamento entre a bomba e o motor

Figura 5.21 - Maciços de amarração dos grupos electrobomba

Nas Bombas centrífugas a massa do maciço tem de ser maior ou igual à massa do grupo electrobomba.

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6. TURBINAS HIDRÁULICAS6.1. HISTORIAL

As rodas hidráulicas foram utilizadas durante séculos para produção de potência industrial. O seu principaldefeito é o tamanho, o que limita a vazão e a altura de queda de água que podem ser aproveitadas. Aevolução das rodas de água para as modernas turbinas levou cerca de cem anos. Este desenvolvimentoocorreu durante a Revolução Industrial, utilizando princípios e métodos científicos, assim como se fez aintrodução na sua construção, de novos materiais e métodos de fabricação que foram desenvolvidos naépoca.

Figura 1.1 - Rodas hidráulicas

O termo turbina foi introduzido pelo engenheiro Francês Claude Bourdin no princípio do século 19 e derivouda palavra latina para designar "turbilhão" ou "vortex". A principal diferença entre as primeiras turbinashidráulicas e as rodas de água, foi a criação de uma componente do escoamento correspondente a um vórticede água, que cede energia para um impulsor em rotação. Esta componente adicional do movimento da água,permite que as turbinas tenham uma menor dimensão para a mesma potência, possam processar um maiorcaudal de água, girando com maior velocidade, assim como podem aproveitar quedas de água com alturasmuito mais elevadas. Posteriormente, foram desenvolvidas turbinas de impulso que não utilizam o efeito devórtice.

A turbina mais antiga que é conhecida data do Império Romano. Dois moinhos dotados de turbinas de hélicede desenhos quase idênticos foram encontrados em Chemtou e Testour, moderna Tunísia, com origem nofinal do 3º ou início do 4º século dC. Compunham-se de uma roda hidráulica horizontal, com pás inclinadas,

que estavam instaladas no fundo de um poço circular. A água proveniente do canal entrava tangencialmenteno poço, criando uma coluna de água rotativa (turbilhão) que obrigava a roda que se encontravacompletamente submersa a actuar como uma verdadeira turbina.

Em textos Árabes escritos durante a revolução agrícola na Arábia, no século 9º, estava descrito o princípio defuncionamento de uma turbina hidráulica com rodas de pás curvas, em que a água em escoamento eradirigida axialmente, para aproveitamento num moinho de água.

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Figura 1.2 - Canal de aproximação e poço de uma turbina hidráulica de uma moagem Romana emChemtou, Tunisia.

Estas primeiras máquinas eram uma espécie de turbinas de acção e foram baseadas nas rodas hidráulicas.

As turbinas de reacção apareceram em princípios do século XIX. No ano de 1833 o engenheiro francêsFOURNEYRON inventou a turbina que ficou com o seu nome, e que funcionava sempre submersa.HENSCHEL e JONVAL introduziram o tubo de aspiração, mas foi o engenheiro americano FRANCIS, queem 1849, projectou a turbina mista que tem universalmente o seu nome.

6.2. PRINCÍPIO DE FUNCIONAMENTOAs turbinas hidráulicas são máquinas projectadas para transformar a energia hidráulica (a energia de pressãoe a energia cinética) de um fluxo de água, em energia mecânica.

A água em escoamento é direccionada para as pás do rotor da turbina, criando uma força sobre as pás. Comoo rotor está a girar, a força actua ao longo de uma distância (trabalho). Desta forma, a energia é transferida daágua em escoamento para a turbina.

A energia potencial e cinética da água é convertida em energia mecânica numa turbina, por dois mecanismosfundamentais e basicamente diferentes.

A forma das pás do rotor é função da pressão da água e do tipo de impulsor seleccionado.

6.2.1 REACÇÃO A pressão da água aplica uma força sobre a superfície de pás rotativas, que diminui à medida que prossegueatravés da turbina. As turbinas que funcionam por este princípio são designadas por turbinas de reacção. Acarcaça da turbina, com o rotor totalmente imerso na água, deverá ser suficientemente robusta para resistir àpressão de funcionamento.

A terceira lei de Newton descreve a transferência de energia nas turbinas de reacção. “ As forças de acção e reacção são iguais e opostas”.

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Figura 1.3 - Voluta, pás guia e rotor

Nas turbinas de reacção a água circula entre as pás , variando a velocidade e a pressão. Esta, por não serconstante obriga à variação da secção transversal do rotor para se aproveitar eficientemente a energia daágua, uma parte na forma de energia cinética e o resto na forma de energia de pressão.

Figura 1.4 - Rotores de turbinas de reacção

6.2.2 IMPULSO Nas turbinas de impulso ocorre a variação da velocidade de um jacto de água. A pressão da água éconvertida numa tubeira em energia cinética antes de ser projectada contra o rotor, a energia cinéticaapresenta-se na forma de um jacto de alta velocidade. O jacto colide com as pás curvas da turbina (conchas),que alteram a direcção do escoamento. A variação da quantidade de movimento (impulso) provoca umaforça sobre as pás. Como o rotor se encontra a rodar, também neste tipo de turbinas a força actua ao longo deuma determinada distância (trabalho).

As conchas estão montadas na periferia do rotor. As turbinas que operam desta forma são classificadas comoturbinas de impulso ou de acção.

Nas turbinas de acção a água flui, com velocidade sensivelmente constante, projectando-se contra as paredesdas conchas que estão submetidas à pressão atmosférica. Neste tipo de turbinas aproveita-se toda a energia

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da água em forma de energia cinética. A água após atingir as pás do rotor cai no reservatório de recepçãocom uma quantidade residual de energia.

A transferência de energia nas turbinas de impulso é descrita pela segunda lei de Newton. “A taxa de

variação da quantidade de movimento é proporcional à força aplicada e tem a sua direcção (F = d/dt(mV))”.A carcaça deste tipo de turbinas não necessita de ser resistente e serve apenas para impedir a dispersão daágua em forma de salpicos.

Figura 1.5 - Turbinas de impulso, rotor e injector.

6.2.3 PRINCIPAL APLICAÇÃO Actualmente a principal aplicação das turbinas é em centrais hidroeléctricas, onde são acopladas a geradoreseléctricos, que são conectados à rede de distribuição de energia eléctrica. Também podem ser usadas parageração de energia em pequena escala, para servirem comunidades isoladas, tais aproveitamentos sãoconhecidos como centrais mini hídricas.

6.2.4 CLASSIFICAÇÃO Como já se viu, as turbinas hidráulicas dividem-se relativamente ao escoamento no rotor em:

Turbinas de acção ou de impulso.

Turbinas de reacção.

No primeiro grupo designado por turbinas de impulso ou acção temos:

Turbina Pelton

Turbina Cross Flow (Michell-Banki-Ossberger)

Turgo

Como turbinas de reacção temos:

Helico-centrípeta ou radiais-axiais.

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Turbina Francis

Mista ou diagonal.

Turbina Mista

Turbina Dériaz

Axiais

Turbina hélice

Turbina Kaplan

Turbina bolbo

Turbina Straflo

Cada um destes tipos é adaptado para funcionar em centrais com uma determinada faixa de alturas de quedade água e caudal. A potência desenvolvida por uma turbina é proporcional ao produto da queda (H) pelocaudal volumétrico (Q). Os caudais volumétricos podem ser elevados em qualquer um dos tipos referidos.

6.2.5 ARRANJO As turbinas hidráulicas podem ser montadas com o eixo no sentido vertical ou horizontal.

Os esforços oriundos do peso próprio e da operação da máquina são suportados axialmente por chumaceirasde escora e contra-escora e radialmente por chumaceiras de guia, o arranjo e a quantidade de chumaceirasvariam em cada turbina.

Em todos os tipos há alguns princípios de funcionamento comuns.

Actualmente, devido ao seu elevado custo e necessidade de ser instalada em locais específicos, as turbinashidráulicas são usadas em geral para gerar electricidade. Por esta razão a velocidade de rotação é fixa e comum valor constante.

6.2.6 SELECÇÃONos diferentes tipos de turbinas, cada uma delas opera mais efectivamente numa determinada banda depressão e caudal (figura 1.6), mas, normalmente as turbinas são caracterizadas pela sua efectiva gama de

alturas de queda de operação. A lista mostra os valores das alturas de queda de água, geralmenteconsideradas, para cada tipo.

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Tipo de turbina Campo da queda de água em metros

Roda hidráulica 0,2 < H < 4

Turbina parafuso de arquimedes 1 < H < 10

Kaplan e Propulsoras 2 < H < 40

Francis 10 < H <350

Pelton 50 < H < 1300

Crossflow (Banki – Michell) 3 < H < 250

Turgo 50 < H < 250

No gráfico da figura 1.6 também está incluído o caudal, nesta forma, a selecção da turbina é mais refinada.

Figura 1.6 - Campo de aplicação das turbinas hidráulicas

6.3. ENERGIA HIDRÁULICA6.3.1 ENERGIA HIDRÁULICA

A energia hidráulica ou energia hídrica é a energia obtida a partir da energia potencial de uma massa deágua. A forma na qual ela se manifesta na natureza é nos cursos de água, como rios e lagos e pode seraproveitada por meio de um desnível ou queda de água. Pode ser convertida na forma de energia mecânica(rotação de um eixo) através de turbinas hidráulicas ou moinhos de água.

As turbinas por sua vez podem ser usadas para accionamento de um equipamento industrial, como umcompressor, ou de um , neste caso com a finalidade de produzir energia eléctrica para uma rede dedistribuição de energia.

A potência hidráulica máxima que pode ser obtida através de um desnível pode ser calculada pelo produto:

P H = ρQHg

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Figura 1.7 - Curvas típicas de rendimentos dos diferentes tipos de turbinas

6.3.3 VELOCIDADE ESPECÍFICA A velocidade periférica, no rotor da turbina, é proporcional ao respectivo diâmetro e ao número de rotações npor minuto:

u = K D n

Para um conjunto de turbinas homólogas isto é, para um grupo de turbinas que são hidraulicamentesemelhantes (de tal maneira que os resultados dos testes feitos em laboratório numa unidade podem sergeneralizados através das leis de semelhança hidráulica), a relação φ = u/ U é uma característica constantedescrita como “coeficiente periférico”. A velocidade específica, definida para uma turbina ideal, turbinageometricamente semelhante que desenvolve uma unidade de potência, por cada unidade de altura de quedade água, é calculada por:

wÄ = w × K

Åld

ns velocidade específica ou número específico;n rotações por minuto;

P Potência;

H Altura de queda.

Velocidade Específica ns Tipo

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4 a 30 PELTON com 1 injector

30 a 70 PELTON com vários injectores

50 a 125 FRANCIS lenta - BANKI - MICHELL

125 a 200 FRANCIS normal - BANKI - MICHELL 200 a 350 FRANCIS rápida - BANKI - MICHELL - HÉLICE

350 a 500 FRANCIS muito rápida - HÉLICE

500 a 1000 HÉLICE - KAPLAN

6.3.4 CRONOLOGIA

Ján Andrej Segner desenvolveu uma turbina de reacção em meados de 1700. Tinha eixo horizontal e foi aprecursora das turbinas modernas. Era uma máquina muito simples, que ainda é produzida para aplicação empequenas centrais hidroeléctricas. Segner trabalhou com Euler em algumas das primeiras teoriasmatemáticas que serviram de base no dimensionamento de turbinas.

Em 1820, Jean-Victor Poncelet concebeu uma turbina de fluxo interno.

Em 1826 Benoit Fourneyron criou uma turbina de fluxo externo. Era uma máquina eficiente (~80%) emque a água passa através de um impulsor com pás encurvadas numa direcção. As pás estacionárias dedescarga também são curvas.

Em 1844 Uriah A. Boyden desenvolveu uma turbina de fluxo externo que melhorou o desempenho daturbina de Fourneyron. A forma do rotor é semelhante ao da turbina Francis.

No ano de 1849, James B. Francis aperfeiçoou a turbina de reacção de fluxo interno e melhorou a eficiência

para cerca de 90%. Ele também implementou testes hidráulicos sofisticados e desenvolveu métodos decálculo práticos para o projecto de turbinas. A Turbina Francis, baptizada pelo seu construtor, foi aprimeira turbina da idade moderna. É ainda a turbina mais divulgada actualmente em todo o mundo. Aturbina Francis também é designada como turbina de fluxo radial, porque a água escoa-se do perímetro doimpulsor para o seu centro.

Turbinas de fluxo interno têm um melhor arranjo mecânico e todas as modernas turbinas de reacção têmesta concepção. À medida que a água turbilhona interiormente, acelera, e transfere energia para o impulsor.A pressão da água diminui até à pressão atmosférica, e em alguns casos subatmosférica, á medida que a águapassa através das pás do rotor e perde energia.

Por volta de 1890, foi inventada uma moderna chumaceira de fluido, na actualidade é universalmente

utilizada para suportar pesados veios de turbinas hidráulicos. Em 2002 foram introduzidas chumaceiras defluido que garantem um período de trabalho entre falhas de 1.300 anos.

Por volta de 1913, Viktor Kaplan criou a turbina Kaplan que é uma máquina propulsora, derivada daevolução da turbina Francis, permitindo a construção de centrais hidráulicas com baixas quedas de água.

A maioria das máquinas hidráulicas existentes até ao final do século 19 (incluindo as rodas hidráulicas),eram basicamente máquinas de reacção. A pressão da água actua na máquina e produz trabalho. Uma turbinade reacção necessita de estar completamente cheia de água durante a transferência de energia.

Em 1866, Samuel Knight um construtor de moinhos de água da Califórnia, inventou uma máquina que

levou o sistema de impulso a um novo nível. Inspirado nos sistemas de alta pressão hidráulica utilizados nasminas de ouro, Knight desenvolveu uma roda com pás em forma de concha que capturavam a energia de um

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jacto livre, em que havia sido convertido uma coluna de água em energia cinética. O seu invento foidesignado por turbina de impulso ou tangencial. A velocidade de descarga do jacto de água é cerca de duasvezes a velocidade periférica do rotor. A água faz uma inflexão em U na concha abandonando o rotor comuma baixa velocidade.

Em 1879, Lester Pelton (1829-1908), durante experiências efectuadas com uma roda Knight, introduziu norotor colheres receptoras duplas, que desviavam lateralmente a água durante a descarga, eliminando parte daperda de energia da roda de Knight, que atirava de volta para o centro da roda parte da água descarregada.Por volta do ano de 1895, William Doble melhorou a forma da colher semi-cilíndrica desenvolvida porPelton, dando-lhe uma configuração elíptica que incluía um corte para permitir uma projecção livre do jacto.Esta é a forma moderna das turbinas Pelton, que atingem rendimentos até 92%. Apesar de Pelton ter sido umpromotor desta concepção, e de Doble ter insistido com a companhia Pelton para mudar o nome da turbinapara Doble, estes mantiveram a designação inicial.

As turbinas Turgo e Crossflow são concepções recentes das turbinas de impulso:

6.4. TURBINAS DE ACÇÃO OU IMPULSO6.4.1 PRINCÍPIO DE FUNCIONAMENTO Em 1866, Samuel Knight, um construtor de moinhos de água da Califórnia, inventou uma máquinahidráulica que elevou o sistema de impulso a um novo nível. Inspirado nos sistemas de alta pressãohidráulica, utilizados nas minas de ouro, Knight desenvolveu uma roda com pás em forma de concha quecapturavam a energia de um jacto livre, em que havia sido convertida uma coluna de água. O seu invento foidesignado por turbina de impulso ou tangencial. A velocidade de descarga do jacto de água é cerca de duas

vezes a velocidade periférica do rotor, a água faz uma inflexão em U na concha de onde sai com uma baixavelocidade.

Nas centrais equipadas com este tipo de turbinas, a água é admitida na tomada de água localizada a montanteda central hidroeléctrica, ao nível mais elevado e é transportada através de uma conduta forçada até á entradada turbina. No interior da turbina, a água é conduzida a um bocal dotado com uma válvula de agulha desecção variável, que tem como finalidade controlar o caudal descarregado em forma de jacto. No bocal peloefeito da pressão o fluxo de água é acelerado, abandonando-o com uma elevada velocidade (a pressão étransformada em energia cinética). O jacto de água choca com as pás da turbina, transformando a energiacinética em energia potencial, imprimindo-lhe um movimento de rotação e binário. Pelo que, as turbinas deacção têm um princípio de funcionamento por impulso.

6.4.2 TURBINA PELTON No ano de 1879, Lester Pelton (1829-1908), melhorou a roda de Knight, desenvolvendo pás com umaconfiguração dupla que descarregava a água lateralmente, aproveitando parte da energia perdida pela roda deKnight.

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Figura 1.8 - Turbina Pelton, figura da patente

A turbina PELTON é uma turbina de impulso, onde um ou mais jactos são projectados contra um rotor emtorno do qual estão fixadas várias conchas. Cada jacto proveniente de uma tubeira é controlado porintermédio de uma válvula de agulha O jacto é tangencial, motivo porque estas turbinas são classificadascomo tangenciais. Os jactos de água ao chocarem com as "conchas" do rotor geram o impulso.

Figura 1.9 - Turbina Pelton

A interacção do jacto com a concha é totalmente transitória, depende dageometria e do movimento das conchas. A quantidade de água que atinge a

concha é dividida ao meio, de forma a sofrer uma inversão de sentido daordem de 180º.

Qualquer energia cinética que abandona o rotor é perdida e desta forma asconchas são concebidas para manter a velocidade de saída da água com umvalor mínimo.

O escoamento na turbina é um sistema multifásico de ar e água que governa aformação do jacto livre e o escoamento através das “conchas”. No passado,

pensava-se que era impossível desenvolver-se uma simulação do fluxo que permitisse uma análise realistadestes fenómenos. Ainda hoje, nas turbinas Pelton, a simulação do escoamento é a mais complexa e difícilentre todas as simulações das turbomáquinas hidráulicas. Porque envolve um número de característicasespeciais de escoamento que as torna muito difíceis de simular.

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Para se interromper a marcha da turbina, como por exemplo quando se atinge a velocidade de rotação livre,devida a uma diminuição da carga, o jacto é desviado por uma antepara e a água deixa de ser projectadacontra as conchas. Desta forma, a válvula de agulha é fechada lentamente de forma a serem limitadas assobrepressões na conduta alimentadora da turbina a um valor mínimo.

A carcaça da turbina apenas serve para proteger a vizinhança contra a projecção de água e desta forma nãonecessita de possuir uma grande resistência mecânica.

São adequadas para operarem entre quedas de 350 m e até 1.100 m, sendo desta forma, muito comuns emregiões montanhosas.

Este modelo de turbina opera com velocidades de rotação mais elevadas que os outros, e têm um rotor comcaracterística bastante distintas.

Figura 1.10 - Campo de aplicação das turbinas Pelton

Figura 1.11 - Turbinas Pelton

O número normal de bocais numa turbina deste tipo varia entre dois e seis, são igualmente espaçadosangularmente para garantir um balanceamento dinâmico do rotor. De acordo com a potência que se quergerar podem ser accionados os 6 bocais simultaneamente, ou apenas parte deles, cinco, quatro, etc.

Um dos maiores problemas destas turbinas, devido à alta velocidade com que a água choca com o rotor, é aerosão provocada pelo efeito abrasivo da areia misturada na água, comum em rios de montanha.

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As turbinas Pelton, devido à possibilidade de accionamento independente nos diferentes bocais, têm umacurva em geral de eficiência plana, que lhe garante um bom desempenho com diversas condições deoperação.

Figura 1.12 - Pormenor do rotor de uma turbina Pelton

Figura 1.13 - Turbinas Pelton

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6.4.3 TURBINA CROSSFLOWEsta turbina de impulso também é conhecida por Banki-Michell em memória do seu inventor e Ossbergernome da empresa que as fabrica há mais de 50 anos. Admite um grande campo de alturas de queda de água,

ultrapassando os admitidos para as turbinas Kaplan, Francis e Pelton. Pode operar com caudaiscompreendidos entre 20 litros/segundo e 10 m3 /s e quedas de água de 1 a 200 m.

Figura 1.14 - Turbina Cross-flow à direita tipos de escoamento

A água é admitida na turbina e dirigida por uma ou mais pás guia, quese encontram dispostas numa peça de transição localizada amontante do rotor, atravessa o primeiro andar do rotor, o qual rodalivremente com um pequeno grau de reacção. O fluxo que abandona oprimeiro estágio atravessa a parte central da turbina. À medida que oescoamento entra no segundo andar da turbina, uma direcção decompromisso é conseguida, mas que mesmo assim, provocasignificativas perdas por choque. O rotor da turbina é um tambor,formado por dois ou mais discos sólidos ligados entre si por uma sériede lâminas curvas. A forma das pás é tal que em cada passagem pelaperiferia do rotor, a água transfere parte da sua quantidade de movimento, antes de ser descarregada comuma quantidade de energia residual.

A sua eficiência é inferior à das turbinas convencionais, mas é

aproximadamente constante para uma grande variação decaudais e alturas de queda de água.

Figura 1.15 - Turbina compacta

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6.4.4 TURBINA TURGO

A turbina Turgo foi desenvolvida em 1919 por Gilkes a partir de uma alteração da turbina Pelton.

É uma turbina de impulso, adequada para aplicações com quedas de água médias, para certas aplicaçõesapresenta algumas vantagens sobre as turbinas Pelton e Francis, pelas seguintes razões:

1. A construção do impulsor é menos dispendiosa do que o da turbina Pelton.

2. Não necessita de uma caixa estanque como a turbina Francis.

3. Permite uma velocidade específica mais elevada e um caudal de água maior do que a turbina Peltoncom o mesmo diâmetro, permitindo a redução do tamanho do gerador e dos custos de instalação.

Figura 1.16 - Turbina Turgo escoamento através das pás do rotor

Estas turbinas podem operar com quedas de água compreendidas entre 30 e 300 m. É uma turbina deimpulso, em que as pás têm uma configuração diferente das Pelton, o jacto de água atinge o plano do rotorcom um ângulo de 20º. A água penetra no rotor por uma das faces e emerge pela outra.

Figura 1.17 - Tubeira de uma turbina Turgo

Enquanto que, numa turbina Pelton o volume de água que pode ser admitido é limitado, porque a água quedeixa cada concha interfere com a adjacente, os rotores das turbinas Turgo não têm este problema. Os rotoresdas turbinas Turgo são como os das turbinas Pelton divididos ao meio, desta forma para a mesma potênciatêm metade do diâmetro. De que resulta uma elevada velocidade de rotação o que permite um acoplamentodirecto da turbina ao gerador, melhorando o seu rendimento global e diminuindo os custos de manutenção.

Os rotores das turbinas Turgo têm um rendimento da ordem de 90%.

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A velocidade específica do rotor está compreendida entre o das turbinas Francis e Pelton. Podem ter uma ouvárias tubeiras. Ao aumentar o número de tubeiras aumenta-se a velocidade específica do rotor na proporçãoda raiz quadrada do número de jactos (quatro jactos duplica a velocidade específica de um único jacto damesma turbina.

Figura 1.18 - Instalação de uma turbina Turgo e respectivo rotor

6.5. TURBINAS DE REACÇÃO6.5.1 PRINCÍPIO DE FUNCIONAMENTO

A água entra pela tomada de água a montante da central hidroeléctrica que está num nível mais elevado e élevada através de uma conduta forçada até a entrada da turbina. No interior da turbina a água passa por umsistema de pás guias móveis que controlam o caudal de água fornecido à turbina. Para se aumentar a potênciaabrem-se as pás, para diminuir a potência fecham-se. Após passar por este mecanismo a água entra no rotorda turbina.

Por transferência de quantidade de movimento, parte da energia potencial disponível é comunicada ao rotorsob a forma de binário e de velocidade de rotação. Devido a esta transferência de energia, a água à saída daturbina está a uma pressão muito inferior da inicial.

Após passar pelo rotor, uma conduta terminal designada por tubo de aspiração, conduz a água até a parte de jusante da central onde é descarregada a um nível inferior.

6.5.2 PARTES PRINCIPAIS DE UMA TURBINA HIDRÁULICA

Uma turbina de reacção é constituída basicamente por cinco partes:

• Caixa espiral.• Pré-distribuidor.• Distribuidor.• Rotor e eixo.

• Tubo de aspiração.

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Caixa espiral

É um ducto de forma toroidal que envolve a região do rotor. Esta parte fica frequentemente integrada naconstrução civil da central, não sendo possível ser removida ou modificada. O objectivo é distribuir a água

equitativamente à entrada da turbina.

É fabricada com chapas de aço carbono soldadas em segmentos. A caixa espiral liga-se à conduta forçada nasecção de entrada, e ao pré-distribuidor na secção de saída.

Pré distribuidor

A finalidade do pré-distribuidor é direccionar a água para a entrada do distribuidor. É composta por doisanéis superiores, entre os quais são montados um conjunto de pás fixas, com perfil hidrodinâmico de baixoarrasto, optimizando pela sua influência a perda de carga e a turbulência do escoamento. É uma parte semmovimento, soldada à caixa espiral e fabricada com chapas ou placas de aço carbono.

Distribuidor

O distribuidor é composto por uma série de pás móveis, accionadas por um mecanismo hidráulico montadona tampa da turbina (sem contacto com a água). Todas as pás têm o seu movimento conjugado, isto é, todasmovem-se ao mesmo tempo e de igual forma.

O accionamento é feito por um ou dois pistões hidráulicos que operam numa faixa de pressão de 20 bar nasmais antigas e até 140 bar nos modelos mais recentes. Estes pistões hidráulicos controlam o anel deregulação, ao qual estão acopladas as pás directrizes. Há modelos em que não há anel de regulação parasincronizar o movimento de abertura e fecho das pás. Neste caso, são utilizados diversos servomotores, cadaum designado para movimentar uma única pá directriz.

O distribuidor controla a potência da turbina pois regula o caudal da água. É um sistema que pode seroperado manualmente ou em modo automático, tornando o controlo da turbina praticamente isento deinterferências do operador.

Rotor e eixo

O rotor da turbina é onde ocorre a conversão da potência hidráulica em potência mecânica no eixo daturbina.

Tubo de aspiração

Conduta para saída da água, geralmente com diâmetro final maior que o inicial, desacelera o fluxo da águapara reduzir a energia cinética que ainda permanece na água após esta ter passado pela turbina, o tubo dedescarga desenvolve-se após o rotor até ao canal de fuga.

Um tubo de aspiração bem projectado permite, dentro de certos limites, que a turbina fique instalada acimado canal de fuga sem perder altura de queda de água.

Como a energia cinética é proporcional ao quadrado da velocidade, o principal objectivo do tubo deaspiração é reduzir a velocidade de saída de água.

Um tubo de aspiração eficiente terá uma secção cónica, mas o ângulo do cone não pode ser muito grande,caso contrário, ocorrerá a separação do fluxo.

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O ângulo ideal é de 7°, mas para reduzir o comprimento do tubo de aspiração e, por consequência, o seucusto, por vezes, os ângulos do cone são aumentados até valores da ordem de 15°.

Os tubos de aspiração são particularmente importantes em turbinas de alta velocidade, onde a água sai do

rotor com uma velocidade muito elevada.

Em máquinas de eixo horizontal, a caixa espiral deve ficar bem ancorada à fundação, para evitar vibrações,que podem reduzir o caudal de descarga aceite pela turbina.

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6.6. TURBINAS FRANCIS6.6.1 HISTORIAL

As rodas de água eram utilizadas historicamente para accionarem moinhos de todos os tipos, mas eramineficientes. O desenvolvimento das turbinas hidráulicas no século XIX, de que decorreu o aumento da suaeficiência, permitiu a sua competição com os motores a vapor, nos locais em que a água estava disponível.

Em 1826 Benoit Fourneyron desenvolveu uma turbina hidráulica de elevada eficiência (80%) que trabalhavaexteriormente ao fluxo. A água era encaminhada tangencialmente através do rotor provocando a sua rotação.Jean-Victor Poncelet concebeu no ano de 1820 uma turbina que operava mergulhada na corrente de água. Noano de 1838 S. B. Howd obteve a U.S. patente de uma turbina com uma concepção semelhante.

Em 1848 James B. Francis, quando trabalhava como engenheiro chefe da empresa “Locks and Canalscompany” na central de produção de energia da cidade de Lowell, Massachusetts, aperfeiçoou um dosmodelos referidos de que resultou uma turbina com 90% de rendimento. Ele utilizou princípios científicos etestou modelos para obter o desenho de uma turbina muito eficiente. Mais importante do que a concepção da

turbina, foram os métodos matemáticos que desenvolveu, e a elaboração de gráficos de cálculo quemelhoraram o estado da arte do projecto e da engenharia das turbinas hidráulicas. Os seus métodos analíticospermitiram o desenho de turbinas de elevado rendimento, dimensionadas para as exactas condições de caudalpretendido e queda de água disponível.

6.6.2 DESCRIÇÃO São turbinas radiais de reacção, com pás do rotor fixas e guias ajustáveis, o seu grande campo de aplicaçãosão as alturas de queda de água compreendidas entre 40 m até 400 m com caudais elevados. As suascaracterísticas hidráulicas particulares, permitem construções compactas, altas velocidades de rotação eelevadas potências de saída podendo dizer-se que é, de todas as turbinas, a mais ecléctica. Também estãodisponíveis unidades para mini centrais hidroeléctricas.

Figura 1.19 - Campo de aplicação das turbinas Francis

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Figura 1.20 - Pormenor do rotor de uma turbina Francis, à direita modelo numérico

Figura 1.21 - Corte esquemático de uma turbina Francis

Existem duas espécies de turbinas FRANCIS.

6.6.3 FRANCIS CAIXA ABERTA

Recomendáveis para aproveitamentos hidroeléctricos com queda deágua até 10 m. O rotor, o distribuidor, o tubo de aspiração e parte doeixo em comunicação directa com a câmara de carga e abaixo donível mínimo de montante. O eixo pode ser horizontal ou vertical.

Figura 1.22 - Turbina Francis “Open Flume”

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6.6.4 FRANCIS CAIXA ESPIRAL

As turbinas de caixa em espiral são utilizadas para quedas de água superiores a 10 m.

Para aplicação em mini centrais, o eixo fica disposto horizontalmente, devido àfacilidade de instalação e manutenção.

Figura 1.23 - Turbina Francis “Caixa em espiral”

Figura 1.24 - Turbina Francis espiral de eixo horizontal

6.6.5 CLASSIFICAÇÃO QUANTO Á VELOCIDADE ESPECÍFICA As turbinas FRANCIS classificam-se, segundo a velocidade específica em:

• Lentas - diâmetro de saída sensivelmente menor que o de entrada.

• Normais - diâmetro de entrada e saída são iguais.

• Rápidas - diâmetro de saída maior que o da entrada

• Muito rápidas - o bordo de entrada das pás fica muito inclinado em relação ao eixo o que lhe dácaracterísticas de hélice.

Nas turbinas de alta velocidade a admissão é radial mas a descarga é axial

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Figura 1.25 - Configuração dos rotores em função da queda de água

6.6.6 LIMITAÇÕES Para elevadas alturas de queda de água, o caudal e a potência têm de ser elevadas, senão o rotor torna-sedemasiado pequeno para um fabrico razoável. Para pequenas quedas de água as turbinas propulsoras são emgeral mais eficientes a não ser que a potência também seja reduzida. As turbinas Francis são as maisutilizadas para quedas médias entre 120 e 300 m e fabricam-se com diferentes tamanhos e desenhos. Podemter o eixo vertical ou horizontal, sendo as concepções verticais para diâmetros do rotor de 2 m ou superior.As máquinas de veio vertical em geral ocupam menos espaço e permitem uma maior submergência do rotorcom o mínimo de escavação e os geradores ficam mais acessíveis para manutenção. As unidades de eixohorizontal são mais compactas para os pequenos tamanhos e permitem um acesso mais fácil á turbina, apesarda remoção do gerador para reparações ser mais difícil á medida que a sua dimensão aumenta.

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7. COMPRESSORES

7.1. GENERALIDADES7.1.1 INTRODUÇÃO Cm compressor uma m%quina que aumenta a pressão de um g%s com redução do seu volume.

s compressores são similares #s bombas$ ambos aumentam a pressão do fluido e ambos forçam otransporte de um fluido atravs de uma canalização.

"omo os gases são compress!veis$ os compressores tambm reduzem o volume do g%s.

s l!quidos são praticamente incompress!veis$ assim a principal acção das bombas pressurizar e forçar otransporte de l!quidos.

s compressores podem ser classificados de acordo com o manual O>uild our Wor@ing @noWledge of

process compressorsR de 0dWard . )ivingston publicado por "'emical 0ngineering &rogress$ Februar$1\\ em quatro grandes grupos:

s alternativos ou a pistão

As turbom%quinas

s rotativos

s eectores

Figura 1.1 - ipos fundamentais de compressores

7.1.2 COMPRESSORES ALTERNATIVOS OU A PISTÃO s compressores alternati,o ou a it*o$ incluem os compressores de diafragma.

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9estas unidades o g%s deslocado pelo movimento linear de um pistão no interior de um espaçoconfinado$ cil!ndrico ou não.

6abela 1.1 %aracterAtica do comreore

7.1.3 TURBOMÁQUINAS As turbomá@uina são aquelas em que a energia cintica conferida ao g%s mediante al'etas rotativasconfinadas numa carcaça.

A energia cintica transformada posteriormente em energia de pressão.

As turbomá@uina dividem-se em compressores de:

Fluo aial

+adial

"entr!fugos

7.1.4 COMPRESSORES ROTATIVOS s compressores rotati,o incluem:

Ilice

)<bulos rotativos

&arafuso

utros

ar impelido pela acção de l<bulos

7.1.5 EJECTORES s eectore pertencem a uma categoria pr<pria de compressores est%ticos$ sem peças m<veis$ efuncionam pela acção da energia de uma corrente de gases que se deslocam a alta velocidade e elevadapressão$ que aspira$ numa cBmara$ uma outra corrente que se encontra a uma pressão inferior.

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Figura 1.2 - "ampo de aplicação dos diferentes tipos de compressores

7.1.6 APLICAÇÃO DE COMPRESSORES ransporte de g%s a longas distBncias.

9a pr%tica$ em gasodutos longos utilizam-se compressores puramente centr!fugos 4s< aceleração radial7 oucompressores mistos 4aceleração com componentes radiais e aiais7.

9estes casos os mais frequentemente aplicados são os de simples est%gio.&ara as relações de compressão muito elevadas usam-se normalmente os de dois ou mais est%gios.

s compressores de ar encontram 'oe uma aplicação etremamente variada na ind8stria$ como poreemplo:

0quipamentos de percussão ou de corte.

Ferramentas

_actos de limpeza

Accionamento de m%quinas

Ar comprimido medicinal

eterminados testes de pressão

ar comprimido muito utilizado em zonas com atmosferas potencialmente inflam%veis ou eplosivas$onde a utilização de equipamentos elctricos classificados dispendiosa.

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Campo de aplicação dos diferentes tipos de compressores

9o gr%fico 1.1 podem ser identificadas as faias de trabal'o dos diferentes tipos de compressores:

iafragma: &ressões at ** Tpa$ vazões at 2** 9m6'.

&istão: &ressões at Q** Tpa$ vazões at D.*** 9m6'.

"entr!fugos: &ressões at X* Tpa$ vazões at D*.*** 9m6'.

Aiais: &ressões at 1* >ar$ vazões at 1.***.*** 9m6'.

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Sr%fico 1.1 "ampo de aplicação dos diferentes tipos de compressores

Selecção de compressores

O dimensionamento e selecção de compressores para uma estação pode ser feita nas seguintes etapasprincipais segundo Chauvel A.-“Manual of Economic Analysis of Chemical Processes. P.313-321IFP/McGraw-Hill, Book Co, New York, 1981”:

1º Determinação do valor médio de n a partir da composição do gás e da eficiência politrópica docompressor.

2º Determinação do número de compressores, e de estágios de compressão, a partir da relação de

compressão requerida.3º Determinação do volume de aspiração para cada estágio

4º Determinação da potência absorvida pelos compressores recorrendo a expressões do tipo das que irãoser apresentadas.

5º Determinação do tipo de compressores a partir de diagrama (empírico)

Subsequentemente é determinado o aumento de temperatura por estágio e as necessidades em fluido auxiliardo arrefecimento.

7.2. COMPRESSORES ALTERNATIVOS7.2.1 TIPOS Tipos

s compressores alternativos operam por compressão directa do g%s nos cilindros.

;mbolo não percorre completamente o espaço at ao final da eaustão$ por razões puramentemecBnicas$ ficando portanto um volume por varrer 4volume morto7.

&ara uma dada velocidade a capacidade e o rendimento dependem do volume do cilindro e do volume porvarrer.

Kão utilizados quando se pretendem altas pressões$ em que razões de pressão at 11:1 podem ser atingidasnum 8nico andar.

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&ara maiores pressões utilizam-se v%rios est%gios de compressão em srie.

Figura 2.1 - iferentes tipos de compressores alternativos

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Figura 2.2 - "omponentes de um compressor alternativo a pistão9um compressor alternativo a pistão$ a biela-manivela transforma o movimento rotativo de um motorelctrico num movimento linear. A cruzeta guia o movimento do eio do pistão. pistão normalmentedispõe de anis de vedação 4segmentos7. cilindro aonde a elevação de pressão acontece$ por acção dopistão. Cma ou mais v%lvulas de aspiração e uma ou mais de descarga controlam o fluo de g%s que entra esai do cilindro. 0ste tipo de compressores podem funcionar com ou sem fluido lubrificante

Figura 2. - 7o"ressor alternati$o $rios est'ios

compressor da figura 2. apresenta a constru!#o de cilindros horizontais opostos para melhor equil$brio

din7mico

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Figura 2.[ - "ompressor de diafragma

L um compressor particularmente 8til para operar com gases perigosos ou corrosivos$ devido # suaestanqueidade$ o g%s comprimido est% completamente isolado$ não '% 'ip<tese de se misturar com olubrificante.

I% compressores '!bridos$ em que os primeiros andares de compressão são com pistão e o 8ltimo comdiafragma.

Figura 2.X - "ompressores "or@en

s compressores representados na figura 2.X são pr<prios para todos os tipos de gases:

S%s natural

>i<ido e mon<ido de carbono

Ar

Am<nia

Iidrocarbonetos$ etc.

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7.2.2 CICLO TERMODINÂMICO

Figura 2.P - "iclo termodinBmico em coordenadas pJv

1. 9este momento fec'a-se a v%lvula de admissão e inicia-se a compressão do g%s$ este processo

termina no ponto 2.2. Abre-se a v%lvula de descarga$ continuando o deslocamento do pistão at $ epulsando o g%s do

cilindro$ do qual fica apenas uma pequena massa contida no volume morto do cilindro.

. L o ponto morto superior e o volume m!nimo nesta posição corresponde ao volume morto. Aquiinicia-se o movimento descendente do pistão$ em que ocorre a epansão do g%s armazenado novolume morto at Q.

Q. A partir deste momento$ abre-se a v%lvula de admissão do g%s$ admitindo-se g%s at se atingir ovolume m%imo deslocado pelo pistão que ocorre no ponto 1.

s processos de epansão e compressão são idealmente isentr<picos$ se não 'ouver geração de

irreversibilidades nem perda de calor.9a realidade isto não acontece sendo ambos processos politr<picos

"omo pode observar-se o diagrama real bastante aproimado ao ideal$ afastando-se notoriamente em Q$aonde a pressão dentro do cilindro cai um pouco para alm da pressão eterior 4admissão7 no momento doin!cio de aspiração.

9a descarga de 2 para ocorre uma ligeira queda de pressão.

valor m%imo da pressão tem lugar em 2.

processo de compressão politr<pico.

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Figura 2.\ - iagrama pressão volume

7.2.3 CÁLCULO DO TRABALHO Análise considerando o sistema fechado

De 1 → 2 é uma compressão politrópica

De 2 → 3 corresponde a um processo a pressão constante

De 3 → 4 que é uma expansão politrópica

De 4 → 1 corresponde a um processo a pressão constante

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Se for efectuado o cálculo com o volume total em cada ponto, o trabalho será o fornecido à massa de gás que

entra e sai do cilindro no processo, ou seja a massa de gás aspirada pelo pistão.Cálculo da massa de gás aspirada pelo pistão

A massa aspirada pelo pistão em cada volta da manivela, poderá ser calculada, considerando que é igual ádiferença das massas contidas no cilindro nos pontos 1 (início de compressão) e 4 (início da aspiração do gásexterior, utilizando a equação dos gases perfeitos tem-se:

Massa aspirada pelo pistão = m1 – m4

T1 = T4 e p1 = p4

A diferença V1 – V4 representa o volume de ar aspirado

A diferença V1 – V3 representa o volume de ar contido no cilindro e denomina-se cilindrada.

Cálculo do trabalho absorvido pelo pistão

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Considerando que em regime estacionário a massa descarregada é igual á aspirada, obtém-se o trabalhoconsumido pelo pistão em cada ciclo.

Cálculo considerando o sistema aberto

Fazendo uma análise em sistema aberto, ou seja considerando o compressor como um volume de controloaonde o gás é admitido na condição i (inlet) e sai na condição e (exit), temos:

Tipos de processos de compressão

n ( 1 processo isotrmico

n genrico politr<pico em geral

n ( @ isentr<pico 4adiab%tico revers!vel7

n Y @ adiab%tico com geração interna de entropia

processo que requer menor ot?ncia o iotrmico$ pelo que os compressores deverão ser arrefecidos$por al'etas ou por uma camisa aonde circula um fluido para arrefecimento.

9o processo politr<pico quanto menor o valor do !ndice n$ menor ser% a pot;ncia absorvida pelocompressor.

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valor de n depende da efic%cia de arrefecimento e das caracter!sticas do processo.

coeficiente adiab%tico 4@ ( cp6cv7$ depende do tipo de g%s e da sua temperatura.

@ ( 1$Q para o ar

1$[[X arg<nio

1$2\\ g%s metano

1$*QQ vapor de octana

9ota: =alores de @ # temperatura ambiente

Compressores com arrefecimento intermédio

Ke for considerado um compressor de dois andares a trabal'arem em srie$ com arrefecimento intermdioentre os dois. arrefecimento actua de tal forma que o g%s que sai do primeiro andar entra no segundo #temperatura inicial. Ke os processos de compressão forem isentr<picos e p1 e 1 a pressão e a temperatura

de admissão no primeiro andar de compressão e & e a temperatura % sa!da deste 4pressão intermdia7$finalmente &2 e 2 são a pressão e a temperatura # sa!da do segundo andar do compressor.

etermina-se o valor <ptimo da pressão & em função das outras vari%veis para obter um consumo m!nimode pot;ncia no compressor.

trabal'o de compressão m!nimo quando a derivada em relação a & for nula.

/comp ( /comp1 G /comp2

Æ = w> K

w − 1 Ç1 − *

K

MÃKM

È + w> K

w − 1 Ç1 −

*

MÃKM

È

Æ = w> Kw − 1 Çw − 1w 1KMÃKM *MÃKM ÃKÈ + w> Kw − 1 É− w − 1w

MÃKM *ÃMÃKM ÃKÊ

1KMÃKM *MÃKM ÃK =

MÃKM *ÃMÃKM ÃK

*

ÃKM

*

MÃKM

= 'K (MÃKM

* = µ K Cálculo do calor rejeitado

Nos processos reversíveis temos:

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Determinação do coeficiente politrópico

O coeficiente politrópico é uma característica importante do processo.

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Depende do tipo de gás que está a ser comprimido e das condições do próprio processo, em especial do calorremovido pelo sistema de arrefecimento, assim como da forma do cilindro e das temperaturas e pressõesenvolvidas.

Experimentalmente é possível determinar o coeficiente politrópico.Com base em medições da temperatura de admissão e descarga do gás que está a ser comprimido.

Esta determinação é aproximada, a melhor forma para esta determinação, é trabalhar-se com o diagramatermodinâmico experimental, calculando o trabalho fornecido ao gás em cada movimento do pistão.

Pela integração dos valores experimentais de pressão ponto a ponto no diagrama real.

Coeficiente de espaço morto

Pelas equações conclui-se que a pressão máxima teórica depende da relação do volume do espaço morto.

Quanto maior for o coeficiente de espaço morto, menor será a pressão máxima teórica, ou seja menor será apressão máxima alcançada pelo compressor.

O rendimento volumétrico depende do coeficiente de espaço morto e da razão de compressão entre outrosfactores.

O rendimento volumétrico real é obtido a partir da determinação de:a) Caudal do gás que entra ou sai do compressor

b) Número de ciclos do pistão por minuto

c) Cilindrada total dos cilindros que funcionam em paralelo.

O rendimento volumétrico aparente é obtido a partir da informação do:

a) Espaço morto do compressor (informação do fabricante)

b) Pressões de admissão e descarga no compressor, medidas experimentalmente

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A eficiência volumétrica é um parâmetro importante, porque está relacionado de uma forma directa com apotência absorvida pelo compressor.

A eficiência volumétrica é influenciada por vários factores:

a) Razão de compressão

b) Factores de compressibilidade dos gases à entrada e à saída do compressor (coeficiente z da equaçãodos gases reais)

c) Volume morto do cilindro.

d) Perdas nas válvulas.

e) Fugas através dos segmentos do pistão.

f) Expoente politrópico ou adiabático na equação de compressão.

g) Quantidade de vapor de água presente no gás.

Quantidade de vapor presente numa dada massa de ar

%100)( ×=

T P

P HR

s

v

Se a humidade relativa do ar admitido no compressor for conhecida, é possível calcular a pressão parcial do

vapor na mistura.

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Com o valor da pressão parcial do vapor na mistura e conhecendo a pressão de admissão, poderá sercalculada a razão de humidade φ em kg de vapor de água por kg de ar seco admitido no compressor pelaexpressão:

vtotal

v

oar

vapor

PP

P

m

m

−×== 622,0

sec

φ

A humidade absoluta permanece a mesma ao longo do processo, mas as pressões variam no compressor, apressão total aumenta e a pressão parcial do vapor altera-se devido à mudança de temperatura.

A máxima pressão parcial que o vapor de água pode atingir na mistura corresponde à pressão de saturaçãocorrespondente à temperatura.

Se houver arrefecimento do gás nos andares de compressão, haverá condensação do vapor de água.7.3. COMPRESSORES CENTRÍFUGOS

7.3.1 INTRODUÇÃO 9os compressores centr!fugos o trabal'o realizado sobre o g%s por um impulsor tal como nas bombas.

g%s admitido aialmente passando depois atravs das p%s do impulsor que l'e imprimem uma elevadavelocidade 4energia cintica7.

A energia cintica transformada em energia de pressão no difusor atravs do efeito de desaceleração.

A velocidade de admissão e de descarga do g%s no compressor estão compreendidas entre 1D a 2* m6s$

enquanto que as velocidades no interior do compressor podem atingir valores de 1* a 1D vezes superiores.

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Figura .1 - +otor de compressor centr!fugo

As características mais importantes dos compressores centrífugos são:

a. Poucas peças móveis (somente o impulsor e o veio) pelo que os custos de manutenção e comlubrificantes são reduzidos.

b. Elevada capacidade

c. Descarga contínua de gás sem variações nem pulsações.

d. As relações de compressão são inferiores ás dos compressores alternativos, devido à ausência dodeslocamento positivo.

e. Em geral não necessitam de ser arrefecidos a água devido á baixa relação de compressão e àsreduzidas perdas por atrito.

f. Os compressores de vários andares contudo necessitam de alguma forma de arrefecimento.

Há muita semelhança na tecnologia entre as bombas e compressores centrífugos.

Contudo, no que concerne à teoria esta complica-se mais no caso dos compressores pelo facto dos fluidosserem compressíveis.

Classificam-se como nas bombas, de acordo com a direcção da aceleração comunicada ao fluido em:

Centrífugos

Mistos

Axiais

7.3.2 SEMELHANÇAS COM AS BOMBAS CENTRÍFUGAS Tal como para as bombas centrífugas, a velocidade especifica é dada pela fórmula:

( ) 4 / 3

2 /1

Hg.

Q Ns

∆= ω

Poderá ser aplicada aos compressores, referindo-se neste caso, ∆H, ao aumento de entalpia.

Dois compressores similares têm Ns semelhantes.

Também aqui, se poderão aplicar as regras de semelhanças às curvas características.

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As leis de semelhança permitem usar a curva característica dum compressor, operando a uma dadavelocidade, para a determinação de curvas semelhantes para compressores similares geometricamente oupara compressores rodando a velocidades diferentes:

Mudança no diâmetro do impulsor: se os diâmetros dos impulsores variarem com uma dada relação,os caudais variam com o cubo dessa relação, enquanto as relações de compressão variam com o

quadrado dessa relação.

Variação de velocidades: para duas velocidades diferentes, os caudais de entrega variam na relaçãodirecta das velocidades, enquanto as relações de compressão variam com o seu quadrado.

Figura .2 - %omreor centrA/ugo de T andare

Figura . - %omreore centr!fugos de multiest%gios em lin'a

7.3.3 DETERMINAÇÃO DA POTÊNCIA O trabalho de compressão global em regime estacionário que está representado no diagrama pV pela área1234, é dado por:

∫=2

1

p

p

Compressão VdpW

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/ Z _

= Z m

& - &a

Sr%fico em coordenadas &Jv

Trabalho de compressão

Pela lei dos gases perfeitos tem-se para uma compressão adiabática:

k

p

pV V

1

11

=

Substituindo na expressão anterior obtém-se a equação para uma compressão adiabática:

−==

∫1

1

1

1

211

11

11

2

1

k

k p

p

k k comp

p

pV p

k

k dp p pV W

V1 – Volume inicial (aspiração)

p1 – Pressão de aspiração

p2 – Pressão de descarga

Substituindo na equação o expoente da adiabática pelo da politrópica n, obtém-se a equação para o trabalhode compressão politrópica global:

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−=

11

1

1

211

n

n

comp p

pV p

n

nW

Fazendo p1V1 = mrT1 e introduzindo o factor de compressibilidade Z resulta:

−=

11

...1

1

21n

n

comp p

p

n

rT Z mnW

r – Constante específica do gás (J.kg-1

.K-1

)T1 – Temperatura de aspiração (K)

Z – Factor de compressibilidade à entrada

m – Massa do gás (kg)

O sucesso da aplicação da equação depende da determinação do valor do expoente da politrópica.

Este expoente poderá ser determinado pela expressão:

( ))1(

1−−=

nk k nη

η Z rendimento politr<pico

A eficiência politrópica dos compressores é determinada em ensaios; depende em geral da capacidade deaspiração do compressor.

Para se determinar a potência necessária para accionar um compressor centrífugo, utiliza-se a equação:

( ) ( )W

p p

n pQnW

n

n

comp

−=

11

..

1

1

211

φ &

φ – Rendimento global do compressor = η mecânico X η politrópico

Q1 – Caudal de gás aspirado (m3.s-1)

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Gráfico Variação da eficiência adiabática com a velocidade específica

7.3.4 CARACTERÍSTICAS DE COMPRESSORES CENTRÍFUGOS A curva característica dum compressor, estabelecida para uma dada velocidade evidencia a relação decompressão em função do volume de entrada nas condições de pressão e temperatura de admissão.

O Ponto de funcionamento dum compressor deverá situar-se na zona de máximo rendimento isentrópico.

Os limites de operação dum compressor são determinados pelas velocidades máximas e mínimas, quedependem do accionamento e do compressor (velocidades críticas), e da linha.

A capacidade dos compressores centrífugos é elevada, da ordem de 30 a 40 milhões de m3 /dia.

7.3.5 INSTABILIDADE

“Surge limit”

Esta noção é especifica dos compressores centrífugos.

Para uma dada velocidade, haverá um valor mínimo do caudal de alimentação, abaixo do qual seráexpectável a ocorrência de danos para o equipamento como consequência de pulsações que se geram devidasà inversão do caudal no compressor.

Esta condição, instável, manifesta-se junto aos pontos onde a tangente às curvas das taxas de compressãoversus volumes de alimentação tende para a horizontal.

Quando a onda de pressão “surge” ocorre, o caudal inverte-se e também todas as forças que actuam nocompressor, as quais podem provocar a destruição total do compressor.

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Choque

O ponto de choque é o ponto em que o escoamento atinge a velocidade de Mach = 1,0, o ponto em que não éadmitido mais caudal através da unidade, uma “parede de betão”

As condições de choque provocam uma grande perda de rendimento mas não conduzem á destruição docompressor.

O campo de operação de um compressor centrífugo está definido como o campo compreendido entre o pontode “surge” e o ponto de choque.

7.4. COMPRESSORES ROTATIVOS7.4.1 DE LÓBULOS Os compressores rotativos de lóbulos, são do tipo de deslocamento positivo sem válvulas, em que não hácompressão interna.

A compressão é obtida por contrapressão do gás no lado da descarga, de cada vez que o rotor passa pelaporta de descarga.

Este compressor mais que comprimir o ar o que realmente faz é impulsioná-lo.

Figura 4.1 - Princípio de operação de um compressor rotativo

O diagrama PV é rectangular o que significa uma baixa eficiência, o que limita a utilização destes

compressores a aplicações de baixas relações de pressão.

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Figura 4.2 - Diagrama P;v

Normalmente eles são de um único andar, mas existem máquinas com dois e três andares de pressão.Destes compressores também designados como sopradores, existem versões de bombas de vácuo e outrascomo medidores de caudal de gás.

Nestes compressores de deslocamento do tipo lóbulos, existe um par de rotores em forma de "oito“,instalados no interior de uma caixa cilindrica, ligados a rodas dentadas que giram à mesma velocidade masem sentidos contrários bombeiam e comprimem o ar conjuntamente

Os rotores apoiam-se nuns eixos e tendo em conta de que nunca se tocam entre si, não se desgastam.

Em determinados modelos, os lóbulos são helicoidais e, noutros, de corte recto.

O gás durante a compressão aumenta de temperatura extraordinariamente.

A câmara de compressão não é lubrificada.

Estes compressores são normalmente arrefecidos a ar

7.4.2 COMPRESSOR DE ALHETAS MÓVEIS É um compressor de deslocamento positivo, com um aumento de pressão progressiva.

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Pag 471

Figura 4.3 - Compressor de alhetas móveis

Um rotor com alhetas móveis dispostas radialmente, é montado excentricamente.

Quando está a rodar as alhetas são pressionadas contra as paredes estáticas por acção das forças centrífugas.

O ar é admitido no compressor, no espaço formado por duas alhetas quando se encontram na sua posiçãomais excêntrica em que a bolsa tem o maior volume.

Á medida que o rotor gira, a bolsa formada por duas alhetas consecutivas diminui de volume e o gás aícontido é comprimido, até que a porta de descarga seja descoberta, pela alheta avançada de cada bolsa.

Este princípio de funcionamento tem uma larga aplicação em motores pneumáticos.

O material dominante das alhetas é em fibrocimento ou algodão laminado e impregnado por uma resinafenólica.

Alhetas metálicas também são comuns em conjunto com anéis de vedação.

Para aplicações isentas de óleo, são utilizadas alhetas de bronze ou de grafite.

Pela injecção de óleo na câmara de compressão lubrifica-se, garante-se o selo e arrefece-se ao mesmo tempo.O óleo contribui para uma compressão mais próxima da isotérmica.

7.4.3 COMPRESSORES DE ANEL LIQUIDO É um compressor isento de óleo, de deslocamento positivo, com geração interior de pressão.

Possui um rotor ao qual estão fixadas uma série de pás fixadas, disposto no interior de um cilindro de talforma que o espaço compreendido entre as extremidades das pás e as paredes do cilindro, variaexcentricamente durante cada rotação do rotor.

O cilindro está parcialmente preenchido com um líquido. Em funcionamento o líquido é projectado contra asparedes do cilindro por acção das pás do rotor.

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Devido à força centrífuga o líquido forma um anel sólido à volta do cilindro, a parede interna do líquidovaria também a sua distância ao rotor.

Figura 4.4 - Compressor de anel líquidoDesta forma o volume compreendido entre as pás varia ciclicamente tal como nos compressores de pásmóveis.

O arrefecimento do gás é directo, devido ao íntimo contacto entre o gás e o liquido.

A temperatura de descarga do gás é igual á temperatura de admissão do líquido, contudo o gás abandona ocompressor saturado de vapor do líquido.

Estes compressores utilizam-se em processos em que se pretende um reduzido aumento da temperatura dogás ao longo do ciclo, ou seja um processo de compressão praticamente isotérmico.

Utiliza-se normalmente a água, mas outros líquidos são utilizados, em casos que se pretendem resultadoscomplementares durante o processo de compressão tais como:

Absorção de alguns constituintes do gás pelo líquido.

Protecção do compressor contra gases e vapores quimicamente activos.

O compressor possui um comportamento idealmente isotérmico, mas devido ao atrito do líquido ao longodas paredes do cilindro e as pás a mergulharem e saírem do líquido, provocam perdas adicionais.

O resultado final é uma necessidade específica de energia muito superior à dos compressores alternativospara o mesmo serviço.

7.4.4 COMPRESSORES ROTATIVOS DE PARAFUSO

Esse tipo de compressor é de deslocamento positivo

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Figura 4.5 - Compressor de parafusoPossui dois rotores em forma de parafusos que giram em sentido contrário, mantendo entre si uma condiçãode engrenamento.

A categoria dos compressores de parafuso pode ser subdividida em compressores de:

Parafuso simples

Parafusos duplos

O gás penetra pela abertura de aspiração e ocupa os intervalos entre os filetes dosrotores.

A partir do momento em que há o engrenamento de um determinado filete, o gás nelecontido fica encerrado entre o rotor e as paredes da carcaça.

A rotação faz então com que o ponto de engrenamento vá se deslocando para afrente, reduzindo o espaço disponível para o gás e provocando a suacompressão.

Finalmente, é alcançada a abertura de descarga, e o gás é libertado.

De acordo com o tipo de acesso ao seu interior, os compressores podem serclassificados em herméticos, semi-herméticos ou abertos.

Os compressores de parafuso podem também ser classificados de acordo com onúmero de estágios de compressão, com um ou dois estágios de compressão (sistemascompound).

A conexão do compressor com o sistema faz-se através das aberturas de aspiração edescarga, diametralmente opostas.

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Figura 4.6 - Pormenores de apoio dos rotores

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8. VALVULAS

8.1. INTRODUÇÃOAs válvulas constituem um equipamento essencial em qualquer instalação ou rede de distribuição de fluídos,utilizam-se desde a simples máquina de lavar até ás grande condutas de transporte de água, gás, petróleo,salmoura e outros fluídos. Têm múltiplas funções tais como o isolamento de secções, controle de fluxos epressões, protecção, etc.

A sua selecção e dimensionamento revela-se da maior importância porque, para além do seu custo quegeralmente é elevado, podem condicionar o bom funcionamento de uma instalação e eventualmente porem

em risco a segurança quer do equipamento quer de pessoas e bens.Existe uma multiplicidade de válvula pelo que é impossível abordarem-se todos os tipos disponíveis nomercado, contudo iremos estudar os tipos mais comuns, que são:

⇒ Válvulas de Isolamento: Adufa

Globo

Macho

Borboleta

Diafragma

⇒ Regulação e controlo

Globo

Diafragma

Válvulas de control0 de pressão

Válvulas de actuação por pressão diferencial

Válvulas Automáticas de Controlo De Processos

Válvulas termostáticas

⇒ Válvulas de Flutuador

⇒ Válvulas de Retenção

⇒ Válvulas de Segurança e Alívio

⇒ Ventosas

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8.2. VÁLVULAS DE ADUFA

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As válvulas de adufa, fig. 2.1, erampraticamente até ao final da década de 70,as únicas utilizadas entre nós em sistemas

de saneamento básico e mesmo na indústria,actualmente são correntemente aplicadas atéao diâmetro de 200 mm.

Estas válvulas têm como principalcaracterística, permitirem a passagemintegral do fluído em ambos os sentidos. Assuas ligações dispõem-se sobre o mesmoalinhamento e o obturador designado poradufa, move-se na vertical entre as sedes docorpo. Quanto ao tipo de veio, as válvulaspoderão ser de rosca interior ( Fig.2.2), ouexterior (Fig.2.1).

Nas válvulas de rosca interior a parte queorigina o movimento, localiza-se no interiordo corpo da válvula, ficando em contactocom o fluído.

Este tipo de válvulas é especialmenteadequado para sistemas em que se pretendeum caudal constante, com uma perda decarga reduzida. Não são recomendadas pararegulação, devendo funcionar totalmenteabertas ou fechadas e o controle de caudal édifícil.

As suas ligações poderão ser roscadas,flangeadas, de canhões lisos, preparadas parasoldadura, etc.

As válvulas de adufa no que diz respeito aoobturador classificam-se em válvulas decunha ou de discos paralelos. Os obturadorestipo cunha, podem apresentar váriasvariantes tais como, cunha sólida Fig. 2.1,cunha flexível, cunha não metálica Fig. 2.2,ou cunha formada por disco duplo. As

válvulas de discos paralelos podem ser dotipo disco simples ou discos paralelospropriamente ditos Fig 2.2.

Figura 2.1 Válvula de Adufa

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Figura 2.3 Válvula de discos paralelosFigura 2.2 Válvula de cunha flexível

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As válvulas de cunha oferecem como principais vantagens, uma boa vedação como resultado da acção dacunha mesmo com uma pequena pressão diferencial, na operação de abertura, a cunha solta-se rapidamentedas sedes, o que evita o desgaste prematuro destas devido á abrasão provocada pelo escorregamento entresedes ou ainda por partículas estranhas. Os obturadores tipo cunha flexível reduzem os binários de abertura e

fecho e são particularmente vantajosos para instalações com temperaturas e/ou pressões elevadas. As cunhasnão metálicas são utilizadas em laboratórios de investigação ou em redes que veiculem líquidos corrosivos,tais como nas canalizações que transportam águas residuais.

Em abertura parcial, por acção da passagem do fluído, o obturador, articulado na noz, entra em vibraçãopermanente provocando choque (martelar) com as sedes e, consequentemente, danificando-as.

A existência de partículas sólidas no fluído circulante, nomeadamente areias, condicionam, no tempo pordepósito na cavidade das sedes, a sua perfeita estanquicidade.

As válvulas do tipo discos paralelos, são utilizadas em linhas de vapor e na indústria de processo e produçãode energia, tendo como finalidade o isolamento de secções das instalações. As válvulas de pequenosdiâmetros são também utilizadas em redes de distribuição da água. A vedação nestas válvulas é realizada

pela pressão do fluido que provoca o encosto entre o disco de jusante e a sua sede. A acção flutuante dodisco permite absorver as solicitações resultantes das variações térmicas impedindo o seu bloqueio.

Como principais variantes a este tipo de válvulas, temos as válvulas de muralha figura 2.4, válvulas de flangecega rotativa figura 2.5, guilhotina figura 2.6, etc.

Figura 2.5 – Válvula de flange cega

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Os principais tipos de instalação assim como os mecanismos mais utilizados para a sua movimentaçãoencontram-se expressos na figura 2.7, destacam-se a actuação manual por volante, actuadores eléctricos,pneumáticos, hidráulicos, etc.

Estas válvulas não devem ser montadas em locais da tubagem onde ocorre grande turbulência, tais comoimediatamente a jusante de bombas, tês, curvas, válvulas de regualação, etc. Após a montagem o eixo daválvula deverá coincidir com a da tubagem. Se tal não se verificar poderá ocorrer a fractura das flanges emválvulas de ferro fundido, ou deformação do corpo (válvula de aço ou bronze) o que origina problemas devedação.

Figura 2.4 – Válvula de comporta

Figura 2.6 – Válvula de guilhotina

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Figura 2.7 - Diversas formas de actuação de válvulas de guilhotina

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8.3. VÁLVULAS DE GLOBO8.3.1 RESUMO

As válvulas de globo são próprias para regulação de caudal ou isolamento. Como as linhas de corrente dofluído sofrem mudanças bruscas de direcção a perda de carga neste tipo de válvulas é apreciável. Estasválvulas vedam na generalidade melhor que as válvulas de adufa, os tempos de manobra das válvulas sãoreduzidos e são adequadas para instalações em que se requerem frequentes manobras.

Figura 3..1 - Válvula de globo corte esquemático

As sedes e os obturadores das válvulas de globo, podem ser fabricados de diferentes formas e em diferentesmateriais, o que as torna adequadas para sistemas com condições de serviço árduas, ou em que sãonecessárias manobras com elevada frequência e o controle de caudal. Como a vedação é na grande maioriadeste tipo de válvulas de metal contra metal, elas podem ser á prova de fogo desde que os metaisconstituintes da válvula sejam de alto ponto de fusão ( ≥1100ºC).

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Figura 3..3 - Válvula de ângulo

Nas válvulas oblíquas o veio forma com o eixo da válvula um ângulo de 45º, o que melhora as suascaracterísticas de escoamento. São válvulas muito usadas em linhas de vapor e em serviços com fluídoscorrosivos e erosivos.

As válvulas de agulha têm o obturador em forma de agulha permitindo uma regulação fina do caudal, pelo

que são utilizadas em instrumentação. As dimensões correntes no mercado não vão além de 50 mm.Neste tipo de válvulas o tempo de manobras é cerca de 1/3 do tempo de manobra das válvulas de cunha.

Figura 3..4 - Válvula oblíqua

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Figura 3..5 - Válvula de agulha

Características

• Escoamento com mudanças bruscas de direcção

• Perda de carga apreciável

• Boa vedação

• Diferentes tipos de vedantes

• Direcção de escoamento preferencial

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• Fácil manutenção

Utilização

• regulação de caudal e isolamento

• Frequentes manobras

• Condições de serviço

• Podem ser á prova de fogo

• Vapor

Tipos

• Disposição das ligações

• Obturador

• Rosca do veio

- Axiais

- Angulares

- Oblíquas (Y)

- Agulha

- Interior

- Exterior

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As válvulas do tipo lubrificado utilizam-se na indústria petrolífera ( produção, distribuição e refinação), parapressões até 400 bar. São também aplicadas nas indústrias química e petroquímica, em redes de distribuiçãode gás, aquecimento, ventilação e em redes de água, vapor e líquidos em geral em que se exija um fechorápido.

Além das válvulas de duas vias, existem ainda as de 3 ou 4 vias com o macho furado em “T” em “L” ou emcruz. As válvulas de 3 ou 4 vias são fabricadas normalmente até ao diâmetro de 100 mm.

Figura 4.2 - Válvula de Macho cilíndrico de três vias

A manobra faz-se por alavanca em válvulas com diâmetros até 100 mm, empregando-se para diâmetrosmaiores, volantes com desmultiplicador, os quais auxiliam a manobra e permitem uma abertura mais suave.

As principais vantagens na utilização deste tipo de válvulas são as que permitem manobras rápidas, ter sedese vedantes protegidos, serem de simples manutenção em serviço, perda de carga reduzida, construçãosimples e robusta, com uma única peça móvel e oferecem uma longa vida útil.

Como desvantagens temos o seu grande peso para diâmetros superiores a 150 mm e consequentemente o seuelevado custo, e a limitação da sua temperatura de serviço a –30º a +325 ºC, imposta pelos vedantes.

Válvulas de Macho Cilindrico

(Resumo)

Características

¼ de volta

TUDO ou NADA

Escoamento suave e em linha recta

Perda de carga reduzida

Sedes não estão em contacto com o fluído

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Tipos

o Lubrificado com lubrificante adequado ao fluído

Indústria Petrolífera, para pressões até 400 bar

Indústria Química e Petroquímica

Redes de distribuição de gás

Aquecimento

Ventilação

Redes de água

Vapor

Líquidos em geral com exigências de fecho rápido

o Válvulas sem lubrificação com sedes removíveis

Não oferecem segurança contra incêndios

o Válvulas sem lubrificação e sem sedes removíveis

Pouco utilizadas

Serviços com temperaturas elevadas

Á prova de fogo

Em circuitos em que não existia lubrificante adequado

o De 3 a 4 vias com o macho em T, L ou cruz. D ≤ 100 mm

Manobra

Alavanca até ao diâmetro de 100 mm

Volante com parafuso sem fim para diâmetros maiores

Vantagens

Manobras rápidas Sedes e vedantes protegidos

Manutenção simples em serviço

Construção simples e robusta

Uma única peça móvel

Oferecem uma longa vida útil

Desvantagens

Grande peso

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Custo elevado

Temperatura de serviço limitada pelos vedantes ( - 30 ºC a + 325 ºC)

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8.4.2 MACHO ESFÉRICO

Com o desenvolvimento deste tipo de válvulas, criaram-se as válvulas de macho esférico. Estas válvulas sãoconstituídas por uma esfera que desliza entre anéis retentores e utilizam como vedantes elastómero epolímeros, os quais permitem uma absoluta vedação.

Figura 4.3 - Válvula de macho esférico

Pela combinação das modernas técnicas metalúrgicas, em particular pela utilização de aços austeniticosassociados a vedantes e sedes elásticas, tornam este tipo de válvulas apropriadas para funcionarem com amaior parte dos produtos químicos. Isto é muito importante para a indústria química que necessita deválvulas preparadas para utilização com condições de serviço árduas. Estas válvulas oferecem ainda avantagem de (versão fire safe) garantirem a segurança das instalações em caso de incêndios, durante os quaisas suas sedes elásticas decompõem-se ou desintegram-se, movendo-se então a esfera para uma sede metálicasecundária, ou esta, por acção de uma mola, contra a esfera, impedindo assim, fugas do fluído o que oferecegrandes condições de segurança, principalmente quando estes são inflamáveis.

Os binários para movimentação desta válvulas, que requerem também ¼ de volta para manobra, são muitobaixos o que as tornam particularmente adequadas em instalações que utilizam equipamento de controloremoto ou para dosagem.

O seu período de vida útil é longo, não apresentando este tipo de válvulas problemas de manutenção, sendofácil e económica.

Sendo compactas as válvulas deste tipo tornam-se interessantes sob os pontos de vista económico, deinstalação e utilização. Quer sejam de passagem integral ou reduzida, oferecem excelentes características deescoamento com pouca turbulência e perdas de carga mínima.

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Os fabricantes desenvolvem actualmente projectos de fabrico de válvulas que permitam ampliar a gama detemperaturas e pressões de utilização.

Esta válvulas apresentam configurações básicas: de esfera flutuante Fig. 4.3, ou de esfera apoiada em

casquilho Fig. 4.4 . Existem válvulas em que o corpo constitui uma única peça, e outras em que o corpo sesubdivide até três peças tipo sanduíche Fig. 4.5.

Figura 4.4 - Válvula de Macho esférico com obturador guiado

As válvulas de macho esférico são correntemente fabricadas desde o diâmetro 3 mm até 1200 mm comligações do tipo flanges, roscadas ou preparadas para a soldadura, Fig. 30 . As gamas de pressões etemperaturas de utilização são limitadas pelas características das sedes e dos vedantes. Existem no mercadoválvulas que cobrem a gama de temperaturas desde – 270 ºC até + 600 ºC em pressões que vão desde ovácuo até 700 bar.

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Figura 4.5 - Válvula de macho esférico com o corpo partido

Válvulas de Macho esférico

(Resumo)

Características

Vedação estanque

Segurança contra incêndios

¼ volta

Binários de manobra baixos

Período de vida útil longo

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Escoamento suave

Perda de carga mínima

Tipos Esfera

Corpo

Utilização

indústria química

instalações com controlo remoto

dosagem

Gama de fabrico

Diâmetro de 3 mm até 120 mm

Temperatura de –270 ºC até +600 ºC

Pressões desde vácuo até 700 bar

8.5. VÁLVULAS DE BORBOLETA

- Flutuante

- apoiada- 1 peça

- até 3 peças

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8.5.1 GENERALIDADES Estas válvulas caracterizam-se por possuírem o obturador em forma de disco que gira em torno de um eixodisposto na vertical, Fig. 5.1 ou na horizontal Fig. 5.3.

Estas válvulas utilizam-se como válvulas de isolamento, de controlo de caudal ou uma combinação das duasutilizações.

A sua forma compacta, a rapidez de manobra e a capacidade de regulação são características que associadasao desenvolvimento de novos materiais, para aplicação quer nas sedes, quer nos corpos e obturadores,tornaram estas válvulas muito divulgadas.

Figura 5.1 - Válvula de Borboleta de disco concêntrico

As principais vantagens que se podem apontar a este tipo de válvulas são, a fácil manobra, ausência de peçasdeslizantes, baixa perda de carga, bom controlo, economia, atravancamento e peso reduzido.

As válvulas de borboleta são utilizadas em centrais de produção de energia, na indústria química, do gás,petrolífera e de processo, redes de água e águas residuais. Estas válvulas são fabricadas até ao diâmetro 4600mm, com aplicações em circuitos de circulação de condensados, redes de distribuição de água, havendoválvulas deste tipo com 8200 mm em instalações hidroeléctricas figura 5.2

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Figura 5.3 - Vantagens das válvulas de borboleta

8.5.2 SEDES

As sedes das válvulas podem ser em materiais reselientes ou metálicos e poderão ser dispostas, ou no corpoda válvula ou na periferia da borboleta, ou ainda em ambos.

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Figura 5.4 - Anel de vedação implantado na periferia do obturador

8.5.3 CLASSIFICAÇÃO

Figura 5.5 - Corpo longo Figura 5.6 - Corpo curto

As válvulas podem classificar-se, no que diz respeito ás ligações, em válvulas de dupla flange de corpo longoFig.5.6, ou de corpo curto fig. 5.7, válvula monoflange (full lug) fig. 5.8, tipo para montagem entre flanges (wafer) Fig. 5.1, ou de canhões lisos fig. 5.9. No que diz respeito á posição do veio, em relação á linha de eixoprincipal do disco, estas válvulas podem ser concêntricas Fig. 5.8 ou excêntricas Fig. 5.6. Quanto ao tipo deobturador, os tipos mais usuais são lentilha (Thick disk) Fig. 5.8, fluxo passante (Thin disk) Fig. 5.5, ouconfiguração para fecho estanque figura 5.10.

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Figura 5.7 - Monoflange Figura 5.8 - Ligações lisas

Figura 5.9 - Obturador para fecho estanque em serviços severos

8.5.4 ACCIONAMENTO O accionamento das válvulas de borboleta pode ser manual e directo, por alavanca ou volante, ou ainda porconjunto redutor, movido por volante ou actuador eléctrico. Pode ainda a manobra ser realizada por actuadorhidráulico ou pneumático.

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Figura 5.10 - Principais tipos de actuações de válvulas de borboleta

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Figura 5.11 - Arranjo dos actuadores

8.5.5 INSTALAÇÃO

As válvulas de borboleta instalam-se normalmente em qualquer posição. Segundo as recomendações dofabricante ERHARD, são permitidas as posições apresentadas na Fig. 36. Nas válvulas excêntricas éimportante o estudo da aplicação da pressão sobre o obturador, para se garantir a vedação e facilitar amanobra. Recomenda-se que para pressões de serviço superiores a 16 bar, a pressão se exerça do lado doeixo, visto que nesta disposição o disco está encostado contra a sede do corpo da válvula, na posição defecho.

Figura 5.12 - Posições admissíveis para montagem

Outro aspecto importante a ter em conta é o de evitar que o tipo de instalações não produza efeitos nefastos,quer sob o ponto de vista de manobra, quer sob o ponto de vista de desempenho da válvula. É o caso do

exemplo de instalações em que a válvula se localiza junto a componentes que produzam um perfil nãosimétrico de velocidade, como ocorre em válvulas instaladas a jusante de curvas e bombas, que podem

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aumentar os binários resistentes da válvula, assim como provocar batimentos e vibrações Figura 5.14.Recomenda-se para estes casos que o eixo de rotação da borboleta seja orientado de tal forma que o fluxoassimétrico atinja o disco simetricamente em relação ao eixo.

Figura 5.13 - Instalação incorrecta do eixo de rotação da válvula

Assim o veio da válvula deverá ser orientado dos seguintes modos de acordo com a instalação:

Na vertical quando a jusante de uma bomba centrífuga de eixo horizontal, de uma bomba de elevaçãovertical ou de uma curva.

Figura 5.14 - Instalação com eixo vertical.

Na horizontal quando a seguir a uma bomba centrífuga de eixo vertical

Figura 5.15 - Instalação com eixo horizontal.

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Nas condutas que transportam matérias sólidas em suspensão, ou fluidos que tendam a formardepósitos, o eixo das válvulas deve ser horizontal, para que se faça o efeito de auto-limpeza das sedes,por aumento da velocidade de escoamento na fase final do fecho da válvula.

Figura 5.16 - Limpeza junto á sede devido ao aumento local de velocidade de escoamento.

8.5.6 NOTAS PARA PROJECTO

As válvulas de borboleta e as suas caixas de desmultiplicação deverão ser dimensionadas de tal forma queuma pressão de serviço igual à sua PN actuando sobre o obturador da válvula fechada, garantem umaabertura e um fecho seguros.

A velocidade de escoamento do líquido através da válvula gera binários dinâmicos durante o fecho eabertura.

Quando a velocidade é excessiva, a intensidade da carga exercida sobre a válvula, devida à pressão, poderáser excessiva.

Os limites de velocidade recomendados para as diversas classes de pressão, em válvulas de isolamento, sãode acordo com a norma DIN EN 1074:

⇒ PN 6 2,5 m/s

⇒ PN 10 3,0 m/s

⇒ PN 16 4,0 m/s

⇒ PN 25 5,0 m/s

Se a velocidade de operação exceder os limites indicados é necessário calcular o binário dinâmico e verificarse são admissíveis para a válvula seleccionada, poderá ser necessário considerar uma classe de pressãosuperior ou especificar uma válvula mais robusta.

8.5.7 PERDAS DE CARGA

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P… = ˆ2W ~ 8 PA = k ˆ2

V – velocidade de escoamento m/s

g – 9,81 m/s2

ρ - densidade do meio kg/m3

8.5.8 CONTROLO Capacidade

A capacidade de uma válvula é calculada pelo coeficiente kv determinado empiricamente e indica a caudal deágua em m3 /h com uma temperatura compreendida entre 5 e 40ºC que atravessa uma válvula com uma perdade carga de 1 bar (101,325 kPa).

Se for conhecido o valor kv, a perda de pressão admissível na válvula e a densidade do fluido, determina-se ocaudal do escoamento nessas condições por:

3 = -

P×1///

k 8 …Ë

A curva dos valores de kv em função do ângulo de abertura do obturador é utilizada para a determinação docomportamento da válvula em regulação. As válvulas de borboleta têm uma curva de escoamento de igualpercentagem que não pode ser alterada por processos construtivos nas válvulas correntes. Verifica-se quequando se dimensionam para fins de controlo alguns fabricantes não disponibilizam os dados operacionaisnecessários para um projecto correcto.

A sua utilização como válvulas de controlo está limitada pela geração de ruído e a cavitação no caso delíquidos é a causa mais frequente para danos.

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• Equal percentage: flow capacity increases exponentially with valve trim travel. Equal increments of valve travelproduce equal percentage changes in the existing Kv.

Figura 5.17 - Curvas características do escoamento em válvulas de controlo

Cavitação

As válvulas destinadas a controle deverão ser correctamente escolhidas uma vez que poderão entrar emcavitação quando funcionarem com aberturas parciais, devendo o seu tipo, dimensões e condições de serviçoser convenientemente estudados, na figura 5.2 está representada a formação de bolhas de vapor formadasdevido à ocorrência de cavitação.

A cavitação numa válvula consiste na conversão de parte do líquido em vapor durante a aceleração dolíquido através do estrangulamento da válvula e o subsequente colapso das bolhas de vapor.

Numa válvula a cavitação manifesta-se por tês sintomas:

1. Emissão de um ruído irritante.

2. Vibração (facturas permanentes e destruição das fundações).

3. Destruição do material.

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Figura 5.18 - Cavitação em válvulas de borboleta

A cavitação é uma restrição operacional que deverá ser considerada. Para quantificar este fenómeno utiliza-se o coeficiente de cavitação:

= Å + ÅÌ − Å-'ÅK − Å( + j2W ~

H1 – Pressão a montante da válvula (mca)

H2 – Pressão a jusante da válvula (mca)

HAt – Pressão atmosférica (mca)

Hv – Pressão de vapor (mca)

V – Velocidade de escoamento na secção da válvula (m/s)

g – Aceleração da gravidade m/s2.

Na figura mostra-se a evolução do ruído e da vibração devidas à cavitação com base em medições efectuadasnum modelo que poderá ser utilizado para predizer o comportamento operacional.

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Figura 5.19 - Curvas auxiliares para predizer a cavitação

Velocidade máxima admissívelQuando o fluido escoa em redor do disco, geram-se forças hidráulicas, cuja intensidade depende do caudalna conduta.

O binário hidráulico resultante dessas forças pode ser avaliado pela relação:

•›ÍÆ = Î × × P '6W8( D – diâmetro em metros ∆P – Pressão diferencial em Pa

KM – Coeficiente do binário hidráulico

Na figura 5.19 apresenta-se o coeficiente do binário hidráulico em relação ao tipo de montagem e de acordo

com a direcção do escoamento.

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Figura 5.20 - Coeficiente do binário hidráulico kM

A pressão diferencial ∆P é função do quadrado da velocidade de escoamento. A amplitude do bináriohidráulico depende principalmente da velocidade de escoamento.

É normal dimensionar o actuador, para vencer a resistência ao movimento, calculada para a pressão nominalexercida num dos lados do obturador, considerando que este se encontra fechado. Mas este valor poderá serexcedido em posições intermédias.

No diagrama da figura 5.20 indicam-se os limites operacionais, para os quais devem ser dimensionados osdiscos, veios e actuadores das válvulas.

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Figura 5.21 - Limites operacionais de actuação em função da velocidade

8.5.9 BINÁRIOS DE MANOBRA O binário de operação de uma válvula de borboleta aumenta consideravelmente no final da operação de

fecho devido ao atrito nas sedes e nas chumaceiras.

Figura 5.22 -

Evolução do binário de fecho

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8.6. VÁLVULAS DE DIAFRAGMA8.6.1 GENERALIDADES

Este tipo de válvulas oferece vantagens, impossíveis de realizar por outros tipos de válvulas. O escoamentoatravés da válvula é suave, laminar e sem bolsas de fluido, servem para controlo de caudal e o fecho éestanque mesmo que existam sólidos em suspensão na tubagem. Em certas posições de montagem estasválvulas são auto purgáveis.

Figura 6.1 - Composição da válvula de diafragmaO isolamento total das partes internas, da corrente, impede a contaminação e corrosão do mecanismo demanobra. A sua manutenção é simples.

A flexibilidade de montagem, a ampla variedade de materiais para os corpos, revestimentos dos corpos ediafragmas, fazem com que estas válvulas sejam adaptáveis a diversas aplicações com fluidos corrosivos,materiais viscosos, lodos, águas, gases e ar comprimido. Utilizam-se para resolver problemas de corrosão,abrasão, contaminação, de fluidos com sólidos em suspensão, etc. São particularmente adequadas paraserviços severos.

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a) Com vertedor b) Passagem recta

Figura 6.2 - Tipos de válvulas de diafragmaNalgumas destas válvulas, o diafragma flexível e elástico está unido ao elemento compressor, por umparafuso embebido dentro do diafragma. O veio do compressor sobe e baixa accionado pela noz roscada,alojada no volante.

Figura 6.3 - Diafragmas Outras conforme figura 6.4 funcionam pela simples acção de comprimir ou descomprimir um diafragmatubular flexível (manga), geralmente fabricado em borracha natural ou sintética.

As válvulas concebidas desta forma não têm componentes mecânicos expostos à acção do fluído controlado,pois o diafragma tubular é o único componente em contacto com o fluído, todas as outras partes não entramem contacto com o fluido. O fecho é total, mesmo quando pedaços de materiais sólidos são apanhados naválvula, pois o diafragma tubular, como é flexível, simplesmente fecha-se em torno dos detritos.

O diafragma pode, quando necessário, ser fácil e rapidamente substituído.

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Figura 6.4 - Diafragma tubularEm qualquer destes tipos o mecanismo de accionamento não está submetido á acção corrosiva do fluído, jáque o diafragma isola os elementos internos da válvula do fluido, somente o diafragma é que sofre odesgaste.

Este tipo de válvulas não necessita, de sedes nem qualquer contacto metal-metal para vedação.

Classificação

Podemos classificá-las nos seguintes tipos:

- Diafragma tubular (figura 6.4)

- Corpo do tipo Vertedor (figura 6.2 a)

- Passagem recta (figura 6.2 b)

8.6.2 VÁLVULAS COM DIAFRAGMAS TUBULARES São válvulas que quando abertas proporcionam uma passagem total, o que significa: ausência prática deperda de carga e não acumulação de materiais no interior da válvula, factos de extrema importância quandose opera com produtos alimentícios, fluidos com grande quantidade de materiais em suspensão, pós, minério,etc.

8.7. VÁLVULAS DE FLUTUADOR

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8.7.1 GENERALIDADES As válvulas de flutuador são equipamentos para instalação em reservatórios e têm como função o controlo denível. Existem, numa infinidade de variantes e a sua escolha depende do fim a que se destinam.

8.7.2 FECHO POR NÍVEL MÁXIMO Para fechar quando o líquido atinge um nível estabelecido como máximo no interior de um reservatório, omodelo mais usual é o que se apresenta na Fig. 7.1. Neste tipo, o movimento do flutuador é comunicadoatravés de um sistema de alavancas a um obturador, permitindo fechar e abrir a válvula em função do níveldo líquido no interior do reservatório relativamente a uma determinada cota.

Válvula de flutuador

O braço deverá ser longo de forma a garantir um grande percurso da válvula, assegurando uma atenuação docaudal suave, para evitar um aumento brusco da pressão por fecho repentino do obturador.

A válvula de flutuador da figura 7.2, é uma variante da válvula de globo. Existem pequenas válvulas taiscomo as de autoclismo da figura 7.3.

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Válvula de flutuador do tipo globo

As válvulas de flutuador não deverão fechar de uma maneira abrupta, pois tal operação é em muitos casosorigem de ruídos ou mesmo acidentes, devido á ocorrência de fortes variações de pressão, geradas peloregime transitório, correspondente à interrupção brusca de caudal.

Válvula tipo autoclismo

A pressão estática sobre este tipo de válvulas, não deve em geral ultrapassar 30 mca, sob risco de se obter umfuncionamento deficiente. O escoamento através da válvula, com uma pressão dinâmica elevada deve sercuidadosamente analisado, para se evitar a ocorrência de cavitação que provocará uma rápida deteorizaçãoda mesma.

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Válvula com actuação a dois níveis

A válvula da figura 7.4 após a operação de fecho só voltará a abrir quando o nível baixo for atingido.

Este tipo de válvulas é fabricado correntemente desde o diâmetro DN 6 até DN 500.

8.7.3 DESCARGA CONSTANTE As válvulas de flutuador com braço de descarga da figura 7.3, são concebidas para que a descarga gravíticade tanques seja efectuada com caudal constante independentemente da variação do nível do líquido no seuinterior, são utilizadas por exemplo na descarga de bacias de recepção da água das chuvas, para evitar asobrecarga dos colectores.

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Válvula de descarga constante.

O caudal de descarga determina-se considerando que a descarga é livre por:

Em que:

Q = caudal descarregado em litros/segundo

A = área de descarga em mm2

h = altura de descarga medida desde o centro do orifício em metros

V = velocidade de descarga em m/s =

m = coeficiente de descarga = coeficiente de velocidade × coeficiente de contracção

g = 9,81 m/s

O coeficiente de velocidade da água de um orifício submerso é de 0,97.

O coeficiente de contracção de um orifício compreendendo uma parede delgada é de 0,86.

10002 gh A mQ ×

=

gh2

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8.8. VÁLVULAS DE RETENÇÃO8.8.1 GENERALIDADES

As válvulas de retenção funcionam automaticamente pela acção do fluído permitindo o escoamento num sósentido. Estas válvulas instalam-se em tubagens onde é necessário impedir a inversão do escoamento.Utilizam-se na compressão de bombas e compressores, para seccionar automaticamente condutas dispostasao longo da linha, em redes de esgotos com descargas nas linhas de água para impedir o refluxo para oscolectores e evitar inundações

Normalmente a sua instalação faz-se de tal forma que, a acção da força da gravidade tende a fechar a válvula.

Como principais tipos de válvulas de retenção temos: as válvulas de retenção por levantamento do obturador( Lift-check valves) fig.8.1, as válvulas de batente (Swing-check valves) Fig.8.6 e as válvulas de retenção porbola (Ball-check valves) Fig.8.10.

8.8.2 VÁLVULA DE RETENÇÃO POR LEVANTAMENTO DO OBTURADOR

Válvula de retenção por levantamento do obturador

Nas válvulas de abertura por levantamento, as linhas de corrente são semelhantes ás que se verificam nasválvulas de globo. O obturador abre e é mantido suspenso na posição de aberto, por efeito da pressão dofluído sobre a sua face inferior, fechando-se quando há inversão do fluxo, passando a pressão então aexercer-se na face superior do obturador. São válvulas que oferecem resistência apreciável ao escoamento epor esse motivo só se fabricam correntemente até ao diâmetro de 150 mm. São adequadas para linhas degases e vapor. Não se devem utilizar em circuitos nos quais se possam formar depósitos sólidos ou quetransportem sedimentos, podem ser usadas em escoamentos pulsatórios ou em tubagem sujeita a vibrações.

Existem variantes destas válvulas que combinam a acção de retenção com a de bloqueamento e servemsimultaneamente como válvulas de retenção e isolamento, Fig. 8.2, muito utilizadas em navios.

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Válvula de retenção e isolamento do tipo globo

Como variantes a este tipo de válvulas apresentam-se na fig. 8.3 válvulas de pé com ralo e na fig. 8.4 asválvulas que equipam normalmente bombas submersíveis.

Válvula de pé com ralo Válvula de bomba submersível

8.8.3 VÁLVULA HYDRO-STOP Outra variante é o tipo hydro-stop representada na figura 8.5, em que existe um núcleo central com umaforma hidraulicamente optimizada com o objectivo de reduzir a perda de carga em escoamento estacionário,a acção de fecho do obturador é assistida por uma mola, devida à reduzida massa do obturador, ao seumovimento sem atrito e ao reduzido percurso, o tempo de fecho deste tipo de válvulas é muito reduzido. Amola é ajustada para evitar elevadas forças de impacto.

Vantagens:

⇒ Acção extremamente rápida

⇒ Baixa perda de carga

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⇒ Operação segura em todas as posições

Desvantagens:

⇒ A secção de passagem não é livre

⇒ Custo elevado

Gama dimensional

Fabricam-se estas válvulas desde o diâmetro DN 200 até DN 1200 e para as classes de pressãocompreendidas entre PN 16 e PN 64.

Válvula de retenção do tipo Hydro-stop

8.8.4 VÁLVULAS DE BATENTE As válvulas de batente, apresentam um perfil de escoamento semelhante ao das válvulas de adufa, são muitoutilizadas em condutas gravíticas e em estações de bombeamento. O obturador é normalmente em forma dedisco e pivoteia em torno de um eixo.

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Válvulas de batente

Como principais variantes indicam-se as válvulas de multibatentes fig. 8.6 que apresentam como vantagens,a diminuição de esforço e do tempo de fecho, o qual é em primeira aproximação, proporcional á raizquadrada da maior dimensão do batente.

As válvulas de duplo batente fig. 8.7, são constituídas por dois batentes em forma de D, os quais sãoactuados por uma mola de torção, que desencadeia o fecho muito rápido da válvula, assim que se inicia aqueda da pressão do fluído, estas são válvulas de acção positiva.

Válvula de multibatentes Válvula de duplo batente

A válvula de maré da fig. 8.8, é utilizada normalmente na extremidade de colectores pluviais em zonassujeitas a inundações, ou á acção das ondas.

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Válvula de maré

8.8.5 VÁLVULAS DE ESFERA As válvulas de retenção por esfera são semelhantes às de abertura por levantamento, sendo o obturadorsubstituído por uma esfera. É uma válvula de fecho muito rápido sem batimento, uma vez que a esfera é emmaterial elástico. São utilizadas em linhas de transporte de líquidos limpos, de alta viscosidade, comsedimentos e são fabricadas normalmente até ao diâmetro de 300 mm.

Válvula de bola

8.8.6 VÁLVULAS DE RETENÇÃO DE BORBOLETA As válvulas de retenção do tipo borboleta com contrapeso Fig. 8.10, têm como finalidade amortecer ochoque que ocorre durante o fecho provocado pela inversão do escoamento, estas válvulas utilizam-se paradiâmetros superiores a 300 mm.

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Válvula de retenção de borboleta

Estas válvulas podem ser instaladas nas posições mostradas na figura 8.11.

Posições de montagem

As válvulas de borboleta com contrapeso associado a actuadores hidráulicos de acordo com a figura 8.12,asseguram diferentes funções de segurança conforme esquematizadas na figura 8.13.

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Válvulas de borboleta com contrapeso actuada hidraulicamente

A – Válvulas de controlo de caudal excessivo

Para segurança de reservatórios, impedindo o seu esvaziamento, em caso de rotura da conduta elevatória ouem caso de falha da válvula de controlo da admissão.

B – Combinação de válvula de controlo da descarga e de retenção

Combina as funções de válvula de controlo do arranque de grupos electrobomba com a de válvula de

retenção.

C – Válvula de segurança da admissão em turbinas

Válvula de segurança instalada á entrada da turbina. É utilizada como segurança para fecho rápido no casode uma repentina falha de carga, evitando uma velocidade excessiva (não admissível) da turbina e aocorrência de ondas de choque devidas ao regime transitório. Em diversas instalações, estas válvulas sãotambém instaladas em circuito de desvio, actuando como dispositivo de abertura rápida em sincronizaçãocom o fecho da válvula de admissão da turbina.

D – Válvula para protecção de condutas adutoras

Para segurança de reservatórios, impedindo o seu esvaziamento, em caso de rotura da conduta adutora.

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Aplicações típicas

8.8.7 VÁLVULAS DE MEMBRANA As válvulas de retenção de membrana Fig. 8.15, possuem uma velocidade de resposta extremamente elevada.O seu obturador consiste num diafragma cónico, fabricado em materiais de alta elasticidade que garantem ofecho da válvula antes da ocorrência da inversão do fluxo, absorvendo a pressão de retorno. O diafragma temuma configuração tal, que lhe confere o poder de abrir e fechar á semelhança de um músculo. São válvulas

que geram uma perda de carga reduzida, são absolutamente estanques, não havendo desgaste das suas sedese apresentam um funcionamento silencioso.

Válvula de membrana

O fabrico normal destas válvulas cobre a gama dos 40 aos 500 mm, sendo a pressão de serviço até 16 bar e atemperatura admissível até 70 ºC.

8.8.8 VÁLVULAS DE DISCO SIMPLES

São usadas quando há limitações de espaço, à semelhança das válvulas de borboleta ou quando se pretendeuma solução mais económica.

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8.9. VÁLVULAS DE SEGURANÇA E DE ALÍVIO8.9.1 GENERALIDADES

Válvulas de segurança e de alívio, são órgãos de segurança de pressão, que se abrem automaticamente a umvalor predeterminado de um gás, vapor ou líquido, superior à pressão atmosférica sob a acção única do fluídosem intervenção de qualquer outra fonte de energia e que descarrega um caudal de fluido suficiente paraimpedir que a pressão ultrapasse um valor máximo de serviço com um valor predeterminado, fecha-seautomaticamente cessando a descarga do fluido quando as condições de serviço forem normalmenterestabelecidas.

Válvula de segurança e de alívio

8.9.2 APLICAÇÕES

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8.9.3 PRINCIPAIS TIPOS Válvulas de segurança Fig. 9.2 concebidas para descarregar automaticamente vapor ou gás, de forma aimpedir que seja excedida a pressão de segurança. Este tipo de válvulas normalmente tem uma actuação

precisa, e atinge a sua descarga nominal com um aumento de 10% acima da pressão de inicio da descarga. Apressão de fecho destas válvulas deverá ser criteriosamente controlada.

Válvulas de alívio figura 9.2 são dispositivos que descarregam automaticamente líquidos, de forma a queuma pressão predeterminada não seja excedida. O termo válvula de alívio, é geralmente utilizado, paraválvulas que descarregam líquidos, nas quais a abertura, é proporcional ao aumento de pressão relativamenteá pressão de referência.

Válvulas de segurança e de alívio, figura 9.1 são dispositivos que descarregam quer líquidos, quer gases evapores.

Válvula de segurança Válvula de alívio

Classificação

As válvulas de alívio e segurança dividem-se em três categorias principais:• Válvulas de elevada abertura.

• Válvulas proporcionais.

• Válvulas para expansão térmica

• Válvulas para quebra de vácuo ou ventosas.

Construção

A construção deste tipo de válvulas é semelhante á das válvulas de globo angulares. O obturador mantém-sefechado por acção de uma mola ou de um contrapeso figura 9.4, regulável. A tensão da mola calibra-se deacordo com a pressão de abertura desejada.

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A mola pode ser interna ou externa, utilizando-se este último tipo de líquidos viscosos ou corrosivos,evitando-se assim o contacto do fluído com a mola. Embora em desuso, existem válvulas que utilizam umcontrapeso em vez da mola.

Válvula de segurança com contra-peso

Devido á compressibilidade e á força elástica dos gases, é necessário para fazer descer a sua pressão, que sedescarregue um grande volume de gás num intervalo de tempo curto. Por este motivo, o perfil das sedes e doobturador das válvulas de segurança é concebido de tal forma que a abertura total se dê imediatamente apósatingida a sua pressão de abertura.

Nas válvulas de alívio, como a pressão baixa muito rapidamente,mesmo com uma pequena descarga de líquido, a sua abertura égradual, atingindo o seu valor máximo, para um aumento de pressãocompreendido entre 10 a 25 % acima da pressão de referência.

As ligações destas válvulas, podem ser roscadas ou flangeadas.

Válvula de alívio com contra-peso

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Válvulas de segurança para gases não tóxicos

Para fluidos gasosos não combustíveis ou tóxicos, nomeadamente o ar comprimido, a extremidade dedescarga é normalmente substituída por vários orifícios radialmente distribuídos na periferia do corpo,fazendo-se a descarga directamente para a atmosfera.

Os corpos das válvulas são calculados para resistirem aos esforços de reacção (efeito de jacto).

8.9.4 DEFINIÇÕES De acordo com extracto norma NF E 29 – 410, definem-se as principais pressões de operação das válvulas desegurança como:

Pressão de regulação

Pressão estática efectiva à entrada, para a qual a válvula de segurança está regulada para abrir no banco deensaios. Esta pressão de regulação é diferente da pressão de início de abertura devida às correcções impostaspelas condições de serviço. (contra pressão e temperatura).

Pressão de início de abertura

Pressão efectiva para a qual o obturador da válvula de segurança inicia a abertura quando em condições deserviço a pressão aumenta. É a pressão crescente que é exercida sobre o obturador, em condições de serviço,

uma força exercida sobre o obturador que equilibra as forças que o mantêm assente contra a sede.

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Nm3 /h

Vapor:

Kg/h

Líquidos:

litros/h

kg/h

A – Secção efectiva de escoamento em cm2

= débito do gás em kg/h

= débito do gás em Nm3 /h

C = constante do gás ver (tabela 9.1)

P = pressão absoluta em bar a pleno débito

= 1,1 Pt + 1,013 com 10% de sobrepressão

= 1,03 Pt + 1,013 com 3% de sobrepressão

M = Massa molar do gás tabela 9.2

T = temperatura absoluta do fluido a descarregar em K

dg = densidade do gás em relação ao ar (ar = 1)

dLiq = densidade do líquido em relação à água (água = 1)

Z = factor de compressibilidade do gásKd = coeficiente de escoamento 0,9 × Kd1 <8 (tabela 9.8)

Kb = coeficiente de correcção de contra-pressão (gás e vapor) (tabela 9.3 e 4)

Ks = coeficiente de correcção de sobreaquecimento de vapor (tabela 9.6)

Qv = caudal do líquido em l/h

Qm = caudal do líquido em kg/h

Pt = pressão relativa do início de abertura em bar

Pb = valor relativo da contra-pressão em bar.

Kv = coieficiente de correcção da viscosidade (tabela 9.7)

b d

gás

K pC K

d zT V A

×

×

=

31,416

&

b s d K K K p

m A

×

=

5,52

&

b t

Liq

wv p d

v

P P

d

K K K K

Q A

×

×

=

25,12,5092

b t Liqwv p d

m

P P d K K K K

Q A

=

25,12,5092

m&

V &

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Kp = coeficiente de correcção da sobrepressão de líquidos (tabela 9.9

Kw = coeficiente da contra-pressão de líquidos (tabela 9.5)

8.9.8 INSTALAÇÃO As válvulas de segurança e alívio são órgãos de qualidade elevada, que deverão ser tratados com precaução.

Para que correspondam às exigências solicitadas, não devem estar sujeitas a choques bruscos, quer durante otransporte quer durante a montagem.

As válvulas de segurança são instaladas na vertical e o mais próximo possível do aparelho a proteger.

Quando a flange de ligação da válvula estiver afastada do aparelho a proteger, para diâmetros superiores a 65mm a válvula deverá ser amarrada ao aparelho ou a qualquer elemento fixo, por tirantes de forma aabsorverem os esforços de reacção. Normalmente as válvulas dispõe de furações para o efeito, figura 9.7

Nas caldeiras de vapor, a instalação das válvulas de segurança faz-se acima do nível máximo do líquido, detal forma que este não possa escoar-se através delas.

Normalmente estas válvulas possuem uma alavanca exterior destinada a fazer o seu disparo para testes.

Para que a descarga do fluído seja facilitada quando atingida a pressão de regulação, estas válvulasapresentam normalmente um diâmetro de saída superior ao da entrada, reduzindo desta forma a contra -pressão de jusante.

A estanquicidade metal/metal do obturador e da tubeira pode ser afectada pela presença de impurezas dofluido descarregado ou durante o transporte.

É preciso verificar a limpeza das instalações, quando da colocação em serviço e evitar qualquer penetraçãode impurezas durante a manipulação e montagem.

Todas as tampas plásticas fornecidas com a válvula para a proteger, só se retiram após a sua montagem.

Furação para ligação dos tirantes de reforço

As picagens para fixação das válvulas, devem ser projectadas, de forma a limitarem a perda de carga natubagem de ligação a montante da válvula a pleno débito, pelo menos a 3% do valor da pressão gerada naválvula (sobrepressão).

Nos casos em que as descargas não são livres, ou seja são encaminhadas para pontos de descarga porcanalizações, estas tubagens deverão possuir pontos de descarga figura. No caso do vapor e gases asdescargas de jusante são dirigidas para o alto. No caso de líquidos, elas são descendentes.

Alguns códigos de protecção de equipamentos, obrigam à instalação de duas válvulas de segurança em

paralelo, para tal deverão possuir uma válvula de três vias para permitir a sua desmontagem para manutençãoe garantir que pelo menos uma das válvulas está em operação.

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Arranjo para montagem gémea de válvulas de segurança

8.9.9 CUIDADOS A OBSERVAR DURANTE A MONTAGEM

Armazenamento em obraEm obra os aparelhos deverão ficar armazenadas em local limpo, fechado, ao abrigo de intempéries eprojecção de materiais de construção tais como areias, cimentos, tintas, poeiras e outras partículas sólidas.

Deverão permanecer embaladas até ao momento da sua montagem.

Os parafuso, obturadores, protecções das roscas, os invólucros de plástico só devem ser retirados quandonecessário.

Evitar qualquer choque, principalmente com as flanges e elementos roscados.

Manusear os aparelhos com precaução.

Montagem

Devem ser tomadas precauções apertadas durante a montagem deste tipo de órgãos.As canalizações e os aparelhos aonde circulará o fluido devem ser minuciosamente limpos, as poeiras,calaminas, partículas metálicas, devem desaparecer por varrimento por jacto de ar ou de vapor. Ainterposição de uma partícula sólida entre a sede e o obturador tem efeitos desastrosos. A menor fuga originaa erosão das superfícies que aumentará tão mais rapidamente quanto maior for a pressão.

O bom funcionamento de uma válvula ligada a uma tubagem de escape, só é assegurado se todas asprescrições preconizadas para a sua instalação forem cumpridas:

i ) A válvula deverá ser montada directamente sobre o aparelho a proteger

ii ) A tubagem de escape será suportada de tal maneira que não transmitirá qualquer esforço de tracçãoou compressão ao corpo da válvula.

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iii ) A curva de ligação á tubagem vertical, será disposta o mais próximo possível da boca de descarga daválvula; recomenda-se a sua fixação directa à boca.

iv ) O raio de curvatura não deverá ser inferior a R ≥ 2,5 D.

v ) Cada válvula de segurança deverá possuir tubagem de descarga individualizada.Nota: Quando for impossível de cumprir a última regra, o colector de escape deverá possuir uma secção nãoinferior á secção total dos orifícios de descarga das válvulas (secção da boca de descarga).

Arranjo da tubagem de descarga de vapor

8.9.10 TESTES DE PRESSÃO E FUGA Deverá ser efectuado com a frequência prescrita nas normas um teste de pressão de início de abertura daválvula, após este teste o orifício de descarga da válvula é obstruído e a pressão no reservatório de teste, é

mantida com um valor de 90% da pressão de início de abertura.Um dispositivo de medição arranjado de acordo com a figura 9. é montado ou na placa de obstrução da saídada válvula, quer em bujão previsto para o efeito no corpo da válvula.

A fuga é medida contando o número de bolhas de ar que se escapam num tubo, mergulhado em água comuma profundidade de 12,7 mm.

A contagem tem início após o aparecimento da primeira bolha e tem uma duração de 2 minutos.

Por exemplo de acordo com o gráfico da figura 9. se o tubo tiver um diâmetro interior de 5 mm (secção 19,6mm2), a fuga deverá ser inferior a 30 bolhas por minuto, o que corresponde aproximadamente a um volumede 6 cm3, ou seja uma fuga horária de 0,36 litros ou de 8,5 litros em 24 horas.

Mal termine o ensaio, os orifícios da válvula deverão ser tamponados, para evitar a introdução de corposestranhos.

Se o aparelho não passar o teste deverá ser remetido ao fabricante para rectificação do obturador e sede.

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Arranjo do dispositivo de medida

Gráfico do número de bolhas em função do diâmetro do tubo.

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8.9.11 TABELAS

Tabela 9.1

Valores de k e CC é uma constante característica do gás, que é função do coeficiente isentrópico k

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Tabela 9.2Propriedades de gases usuais

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Tabela 9.3Coeficiente de contra-pressão Kb para válvulas convencionais

Gás e Vapor

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Tabela 9.4Coeficiente de contra-pressão Kb para válvulas equilibradas com fole

Gás e Vapor

Utilização do fole:Para proteger a parte interna da válvula contra o ataque de fluidos corrosivos.

Para anular o efeito de contra pressões variáveis e manter constante a pressãode abertura.

Isto torna-se possível pela introdução de um fole com uma secção médiapróxima da do obturador e a parte superior fica submetida à pressãoatmosférica graças a orifícios de equilíbrio

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Tabela 9.5Coeficiente de contra-pressão Kw para válvulas equilibradas com fole

Líquidos para 25% de sobrepressão

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Tabela 9.6

Extraída da norma NFE 2941

Coeficiente de correcção de sobreaquecimento de vapor Ks. Em função da pressão efectiva em bar, de início

de abertura e da temperatura em graus Celsius.

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Tabela 9.7

Factor Kv para correcção da viscosidade

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A – Válvula de alívio proporcional

B – Válvula de elevada abertura tubeira longa BP até PN 40

C - Válvulas de elevada abertura tubeira longa AP até 300 bar

Tabela 9.8 Coeficiente de escoamento certificado Kd1

Tipo de válvula Gás Vapor Líquidos

Válvulas de elevada abertura tubeira longa BP até PN 40 - B 0,960 0,960 0,62

Válvulas de abertura proporcional tubeira curta (líquidos) A 0,62

Válvulas de elevada abertura tubeira curta 0,960 0,960

Válvulas de elevada abertura tubeira longa AP até 300 bar - C 0,965 0,965 0,62

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Tabela 9.9

Coeficiente de correcção de sobrepressão Kp

(líquidos somente)

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8.9.12 TABELAS DE SELECÇÃO RÁPIDA Para uma selecção preliminar de uma válvula de segurança pode ser utilizada uma das tabela que se passam aapresentar.

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No caso de um gás diferente do ar k ≠ 1,4 aplicar o coeficiente de correcção Cc da tabela:

K =Cp /Cv 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0

Cc 0,90 0,95 1,00 1,05 1,09 1,12

Q (gás ar k ≠ 1,4) = Q ar × Cc

Para líquidos de densidade diferente da água, dividir o débito de água determinado por:

Liquido d águaQliquidoQ )()( =

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8.10. VENTOSAS8.10.1 INTRODUÇÃO

O ar presente em condutas de transporte de líquidos frequentemente provoca inexplicáveis falhasoperacionais no sistema que não são devidas ao traçado da conduta. As bolsas de ar podem provocar:

⇒ Variações bruscas de caudal e de pressão

⇒ Aumentos de pressão devido ao choque hidráulico

⇒ Escoamento com caudal reduzido

⇒ Corrosão.

Por estas razões, o ar nas condutas deve ser continuamente purgado, de forma a manter a conduta livre debolsas de ar sempre que possível.

Em certas circunstâncias o ar deve ser admitido para o interior das condutas. Sempre que a conduta é

esvaziada e em particular em manobras acidentais, em falhas de bombas e rupturas, a admissão rápida de arpode ser necessária. A admissão de ar assegura a limitação da queda de pressão no interior de condutas eaparelhos, atenuação das flutuações de pressão, impede o esmagamento de condutas de parede fina ereservatórios assim como previne contra a contaminação da água nos pontos de vazamentos do sistema.

A concentração de gases na água ou qualquer outro líquido não excede os limites de saturação á pressãoatmosférica, mas em geral também são induzidas pequenas quantidades de ar não dissolvido.

Devido a uma falha de operação: um nível baixo de líquido no tanque de aspiração de uma bomba ou de umreservatório de alimentação de uma conduta gravítica, pode provocar a introdução de grande volume de ar nosistema através dos vórtices formados.

No interior de uma conduta a temperatura e a pressão variam nos pontos de diversão de caudal e de redução

de pressão e poderão conduzir a uma separação de pequenas bolhas de ar.O vácuo parcial durante a operação de condutas é frequentemente devido a:

⇒ Interrupções anómalas do funcionamento de bombas.

⇒ Manobra de válvulas.

⇒ Vazamentos ou rupturas nas condutas

⇒ Falsas operações de válvulas de controlo

Funções

As ventosas são válvulas de controlo de ar, com funcionamento automático por intermédio de uma esfera

flutuante que funciona em conjugação com um orifício de desenho apropriado para a respectiva aplicação, edesempenham as seguintes funções:

1. Expulsar ar para o interior das condutas de água ou qualquer outro líquido, quando estas estão a sercheias, fecham-se e permanecem fechadas quando a conduta está cheia para impedir a perda de líquido.Também para abrir e admitir ar quando a conduta é esvaziada ou ocorrer uma ruptura.

2. Servem também para a exaustão contínua de ar sobre pressão que se acumula nos pontos altos dascondutas, sem permitir a descarga de líquido.

3. Impedir a formação do vácuo, resultante de manobras de fecho de válvulas, paragem de bombas ouarranque de turbinas e a sua posterior expulsão.

Simples efeito

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As ventosas de simples efeito, têm o orifício reduzido conforme figura 10.1, são apropriadas paradesempenharem a função 2 em que, com a conduta em funcionamento a esfera é mantida encostada à sede.Em serviço o ar libertado pelo líquido devido a diferenças de pressão na conduta, vai-se acumulando nacâmara da ventosa até que atinge um volume em que a impulsão do líquido é anulada e a esfera deixa de

estar em contacto com a sede, o ar descarrega-se pelo orifício descoberto e consequentemente o nível deágua na câmara da válvula sobe até o orifício ser novamente obstruído.

Ventosa simples de orifício reduzido

Para a esfera deixar de estar em contacto com a sua sede, esta deverá ter um peso suficiente para vencer aforça da pressão que é exercida pela esfera contra a secção do orifício

Isto significa que com válvulas de forma convencional é necessário existir um compromisso entre adimensão da esfera, a máxima pressão de serviço e o diâmetro do orifício de descarga, normalmente estecompromisso consegue-se com um diâmetro da ordem de 1,6 mm. Neste tipo de ventosas os flutuadores sãorevestidos com borracha e as sedes do orifício são em bronze.

Quando a pressão aumenta a acção directa do flutuador sobre o orifício deixa de funcionar. Para a obstruçãooperar com pressões superiores a PN 10, passa a ser controlada por um obturador actuado por um mecanismode alavanca, que multiplica a força de actuação permitindo assim o aumento da pressão de serviço.

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Orifício reduzido com obturador actuado por alavanca

Orifício reduzido com obturador actuado por alavanca com contrapeso

Para pressões superiores a 24 bar, adapta-se um contrapeso, para compensar o peso do flutuador.

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Eliminadores de ar de orifício reduzido da Spirax

Para pressões elevadas superiores a PN 16 e onde é necessário o escape de grandes quantidades de ar, o

orifício de escape de ar é uma tubeira calibrada. O diâmetro da tubeira devido á grande velocidade de escapede ar, deverá ser escolhido em função das condições de serviço da instalação. Estas ventosas são designadaspor purgadores sónicos.

Purgador sónico

Duplo efeito

As ventosas de duplo efeito tanto servem para admitir ar como expulsar, e têm orifícios em geral de grande

secção e desempenham as duas funções descritas em 1.

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Ventosa de simples efeito de orifício de grande secção

Quando a canalização se encontra vazia a esfera está assente no descanso e o orifício está aberto. Quando seprocede ao enchimento da conduta o ar contido no seu interior descarrega-se até que o líquido atinge o

flutuador da ventosa e este assenta nas sedes e é aí mantido nesta posição pela acção da pressão do líquido,garantindo a obstrução da descarga.

Durante as operações de esvaziamento da conduta, quando a pressão no seu interior atinge o valor da pressãoatmosférica, a esfera cai e começa a admissão de ar.

Para pressões até 16 bar a esfera é revestida por borracha vulcanizada, para pressões superiores utilizam-seflutuadores de aço inoxidável.

As sedes são formadas por anéis de borracha.

Na figura 10.7 apresenta-se uma tabela de dimensão rápida de ventosas de duplo efeito.

Tabela de dimensão rápida de ventosas de duplo efeito

Triplo efeito

As ventosas de triplo efeito desempenham as funções de duplo efeito e de simples efeito, havendo ventosasformadas por duas esferas associadas num corpo único conforme figura 10.8, de um único flutuador figura10.9.

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Ventosa de triplo efeito com câmara dupla

Ventosa de triplo efeito com um simples flutuador

Válvulas de admissão de ar

São válvulas desenhadas para admitirem grandes quantidades de ar para o interior da canalização, de forma aimpedirem o colapso das condutas, quando o sistema está a ser cheio quer intencionalmente queracidentalmente.

A perda de carga é reduzida permitindo uma eficiente admissão e a sua abertura ocorre mesmo quando apressão diferencial é muito baixa.

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Pag 554

Válvula de admissão de ar

Ventosas de esgoto

Para líquidos que contenham sólidos em suspensão, capazes de obstruírem os orifícios de escape de ar,utilizam-se válvulas especiais, nas quais o obturador é accionado pelo flutuador por intermédio de um veiode forma a manter o obturador e orifício fora do contacto com o fluído.

Existem como para a água limpa ventosas de escape de ar figura 10.12, de admissão de ar (quebra vácuo) ede efeito combinado Figura 10.13.

As ventosas de escape e de quebra vácuo, normalmente instalam-se aos pares Figura 10.11.

Combinação de um eliminador de ar e de uma válvula quebra vácuo

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Purgador de ar para esgoto

Ventosa de esgoto de tripla acção

8.10.2 IMPLANTAÇÃO REDES EXTERIORES

As condutas de distribuição de líquidos em geral o ar não necessita de ser purgado ou admitido porque elas

são ventiladas normalmente pelos pontos de consumo.

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Condutas de transporte a longa distância quer gravíticas, quer forçadas não necessitam de ventosas, se:

1. A conduta é sempre ascendente ou descendente em todo o percurso sem inflexões.

2. A conduta é auto-ventilada, ou seja quando o escoamento é feito a uma velocidade tal que provoca oarrastamento das bolhas acima de uma determinada dimensão. É o caso em que por exemplo numaconduta de transporte de água a velocidade de escoamento satisfaz os valores do gráfico da figura10.14 pelo menos uma vez ao dia.

Neste caso, válvulas de purga manual deverão ser colocadas nos pontos altos aonde é de esperar aformação de bolsas de ar.

Gráfico para a determinação da capacidade de arraste de bolhas

Devem ser colocadas válvulas de expulsão ou admissão de ar nos pontos onde se espera que se acumulembolsas de ar, tais como os que estão referenciados na figura 10.15 que são em geral:

L1 Pontos elevados intermédios e a jusante da válvula de isolamento do reservatório

L2 Pontos geodésicos elevados e nas extremidade de troços horizontais

L3 Pontos hidráulicos elevados

L4 A jusante de válvulas de controlo e aonde ocorrer uma alteração de diâmetros.

L5 A montante de uma válvula de isolamento de um reservatório para segurança contra rupturas.

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Aonde instalar ventosas numa conduta de transporte de líquidos

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REDES INTERIORES

Nas redes interiores de distribuição de líquidos devem ser instaladas nos topos das colunas de distribuiçãocom os arranjos recomendados na figura 10.17 e na parte superior de equipamentos tais como baterias de

transferência térmica, aquecimento de combustíveis etc.

Redes de baixa pressão Redes de alta pressão

Instalação de ventosas no topo das colunas de distribuição

Nas baterias a purga destina-se a evitar a deposição de uma camada de ar na parede separadora entre osfluidos em que ocorre a transferência térmica. Em autoclaves com funcionamento por vapor deverão serprevistas válvulas quebra vácuo de forma a compensar a compressão do vapor durante o arrefecimento.

Purga de ar numa rede de combustível

8.10.3 GUIA DE DIMENSIONAMENTO

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As válvulas para admissão e escape de ar devem ser principalmente aplicadas para o enchimento eesvaziamento de sistemas hidráulicos.

A sua acção/comportamento durante a ocorrência de um acidente é muito complexa e deverá ser analisada de

uma forma judiciosa. Os dados de dimensionamento são baseados nas características específicas dainstalação e cálculos. Em certos casos ocorrem regimes de escoamento não estacionários (transitórios) quepoderão provocar a vibração do sistema e mesmo a sua quebra; deverão ser efectuados cálculos paradeterminarem-se os caudais de admissão e descarga de ar.

Durante o enchimento de uma conduta a velocidade de admissão não deverá ultrapassar 0,3 m/s quando aventosa se encontrar próxima da atitude de fecho, a que corresponde um aumento da pressão de fecho daordem de ∆P = 3 bar.

Aonde instalar

Em percursos horizontais, as bolhas de ar existentes no seio do líquido, são arrastadas pela corrente líquidapara velocidades superiores a 0,3 m/s. Em condutas com um baixo gradiente hidráulico formam-se bolsas dear em inflexões verticais, curvas e derivações. Quando atingem um determinado volume, as bolsas de ar

começam a movimentar-se ao longo da conduta devido á velocidade de escoamento e á impulsão, arrastandooutras bolhas no percurso, resultando no movimento de um volume de ar que se torna repentinamentesubstancial.

O evento descrito poderá resultar numa situação explosiva, com ar a ser expulso sem controlo nos pontos dedescarga livre tais como nos reservatórios e equipamentos das redes, originando o choque hidráulico. Paraevitar é muito importante instalarem-se válvulas de admissão e de descarga de ar nos pontos elevados em quese prevê a formação das bolsas de ar, para impedir o seu arrastamento por longas distâncias. Em troçoslongos, particularmente perto da linha de pressão dinâmica, as bolsas de ar poderão acumular-se aquém dotopo de uma secção ascendente ou descendente, ou seja em troços de inflexão intermédia, o que poderáprovocar o bloqueamento do escoamento, pelo que, deverão ficar instaladas ventosas nessas posiçõesintermédias L6 da figura 10.18.

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Ventosas com descarga final amortecida

Em pontos geodésicos muito altos imediatamente abaixo da linha de pressão estacionária, poderá ocorrer aadmissão de ar por períodos curtos cada vez que ocorrer uma variação de caudal por exemplo sempre que se

manobra uma válvula. Isto poderá criar uma cavidade com um volume suficiente para separar a colunalíquida. Assim que a coluna se torna a reuni, a válvula fecha rapidamente e ocorrerá choque hidráulico. Ainstalação de uma ventosa de triplo efeito com um tubo submerso provido de um pequeno orifício impede ofecho brusco da ventosa figura 10.110.

O ar acumulado no topo, após a reunião das colunas só se escapará pelo pequeno orifício, assim omovimento de fecho será amortecido.

Quando a quantidade de ar acumulado no ponto alto for suficiente para amortecer a coluna de águacrescente, a bolsa de ar actuará como um amortecedor por variação do volume de ar.

A admissão de ar num ponto elevado eliminará a perda de pressão somente na sua vizinhança, porque a ondade pressão viaja a uma velocidade aproximadamente igual à do som. Enquanto a coluna de líquido move-se

com a velocidade de escoamento.Dimensionamento

De uma forma expedita, sem recurso a cálculos a determinação do diâmetro dos orifícios de descarga, poderáser obtida a partir dos gráficos das figuras 10.20 e 21.

Na maior parte das aplicações é utilizada uma única válvula para a admissão e a descarga de ar, pelo quedeverá ser dimensionada para a situação que exige a maior secção de orifício.

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Gráfico de selecção da secção do orifício de descarga de ar

A. Descarga de ar durante a operação de enchimento da conduta.

A secção livre (sem restrições) de passagem de ar no orifício pode ser obtida a partir do gráfico da figura10.20, que se baseia nos seguintes princípios:

a) Por razões de segurança o aumento máximo de pressão devido ao fecho da válvula está limitado a ∆P= 3 bar (300 kPa).

b) Assume-se que a velocidade da onda de pressão devida ao regime transitório, tem o valor de a = 1200m/s.

c) A velocidade máxima de passagem de ar através do orifício está limitada a 20 m/s, há o perigo deesmagamento da esfera flutuadora em ventosas de câmara dupla, se a velocidade ultrapassar o valorprescrito, com interrupção brusca do processo de descarga de ar.

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Gráfico de selecção da secção do orifício de admissão de ar

B. Admissão de ar durante o esvaziamento da condutaA secção livre (sem restrições) de passagem de ar no orifício pode ser obtida a partir do gráfico da figura10.21, que se baseia nos seguintes princípios:

a) A pressão absoluta no interior da conduta está limitada a 0,8 bar, a que corresponde um vácuoparcial de 0,2 bar.

b) O coeficiente de contracção e atrito do orifício da válvula de admissão e expulsão de ar é de C =0,25.

c) Não ocorre transferência de calor entre a admissão e a parede da conduta.

C. Operação em falhas acidentais

Os acidentes correspondem a manobras acidentais de funcionamento de bombas ou de válvulas e á rupturade condutas. A válvula deverá de ser dimensionada de acordo com a característica do sistema e com adeterminação dos efeitos do choque hidráulico uma vez que o escoamento é desestabilizado durante esteseventos.

Para estes cálculos seguir o código DVGW W-303 Dynamic pressure variations in water supply systems.

8.11. VÁLVULAS DE CONTROLO DE PRESSÃO8.11.1 DEFINIÇÕES E CLASSIFICAÇÃO

Designam-se como válvulas de controlo de pressão; aquelas que não necessitam de uma fonte exterior paraactuarem, designando-se por VÁLVULAS AUTOMÁTICAS DE CONTROLO DE PROCESSO aquelas em

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que pelo contrário necessitam de uma fonte exterior para actuarem. As válvulas de controlo de pressãopoderão ser concebidas como:

VÁLVULAS REDUTORAS DE PRESSÃO: são válvulas destinadas a reduzir o valor da pressão a

montante, de tal forma que a pressão de jusante seja constante ou tenha um valor proporcional ao dapressão a montante.

VÁLVULAS MANTEDORAS DE PRESSÃO: são válvulas que têm como função controlar o valorda pressão de montante.

VÁLVULAS PARA CONTOLE INDIRECTO DE PRESSÃO: são válvulas que se destinam acontrolar a pressão num local afastado do ponto da instalação.

a) Acção directa b) Com piloto monobloco

Válvulas redutoras de pressão

Estas válvulas podem ser de acção directa, ou actuadas por relés ou pilotos, fig. 11.1 fabricam-se com ocorpo, sedes, obturador, etc., em diferentes tipos de materiais, os quais devem ser adequados para ascondições de serviço previstas. Podem ser uma combinação dos seguintes tipos:

MONOBLOCO, conforme fig. 11.1, em que não são necessárias ligações externas.

COM LIGAÇÕES EXTERIORES, figura 11.2, em que as diferentes partes da válvula são ligadasexteriormente.

DE ACTUAÇÃO POR MOLA, Fig. 11.1 a), em que é uma mola, o elemento que se opõe á acção quea pressão exerce sobre um diafragma ou pistão.

DE ACTUAÇÃO POR CONTRAPESO, em que é um peso e alavanca o elemento de controle dapressão.

DE ACTUAÇÃO POR FLUÍDO SOBRE PRESSÃO, em que o elemento que controla a pressão, é umfluído mantido sobre pressão numa câmara.

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DE FECHO HERMÉTICO, são válvulas que em condições de repouso ( sem caudal), garantem umfecho total.

DE FECHO NÃO HERMÉTICO, que em condições de repouso há escoamento embora reduzido pela

válvula. DE ACTUAÇÃO POR PILOTO OU RÉLE, Fig. 11.2, são válvulas actuadas por um dispositivo

secundário em função do valor da pressão a controlar.

Válvula Mantedora de pressão com pilotos exteriores

8.11.2 SELECÇÃO E DIMENSIONAMENTO As válvulas de controle de pressão deverão ser criteriosamente seleccionadas de acordo com as condições deserviço pretendidas. Uma válvula incorrectamente dimensionada, corre o risco de se deteriorar rapidamenteou não desempenhar as funções desejadas.

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8.12. VÁLVULAS DE ACTUAÇÃO POR PRESSÃODIFERENCIAL

As válvulas de actuação por pressão diferencial Fig. 12.1 são basicamente válvulas de globo, em que oobturador é actuado por um pistão ou por uma membrana com mola nos quais uma das faces fica emcontacto com uma câmara colocada na parte superior da válvula.

Elemento base das válvulas de actuação por pressão diferencial

O controlo da válvula poderá ser realizado por diferentes dispositivos (pilotos) o que lhe permite poderdesempenhar funções muito dispares, tais como servir como válvula redutora de pressão, alívio, retenção,altitude, etc..

8.12.1 PRINCÍPIO DE FUNCIONAMENTO Quando a válvula não está sobre pressão Fig. 12.2, a mola e o peso do diafragma mantêm-na fechada.

Se a válvula for colocada numa conduta em pressão, a força actuante no obturador provoca a sua abertura.

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Princípio de funcionamento

Se, se ligar a câmara superior á linha, a montante da válvula esta fechar-se-á, na figura a força que mantém aválvula fechada é de: 7 kgf/cm2 x (10 cm2 – 6 cm2) = 28 kgf.

8.12.2 CONTROLO TUDO OU NADA Um controlo simples para abertura total e fecho hermético da válvula é o realizado pela válvula de três vias.Este tipo de controlo é designado por tudo ou nada porque sobre a sua acção a válvula não permanece numaposição de abertura parcial.

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Controlo Tudo ou Nada e Dispositivos de controlo

Pelo que para abrir e fechar a válvula, selecciona-se um elemento piloto e uma vez seleccionada a posição dopiloto o fluído entra e sai da câmara superior obrigando a válvula a fechar-se ou abrir completamente.

Os dispositivos de controlo (pilotos) tudo ou nada, podem ser tão diversos como, comutadores; válvulas desolenóide; sensores de pressão; flutuadores; etc.

8.12.3 CONTROLADORES MODULANTES

Este tipo de controladores, relacionam a pressão na câmara superior entre os bocais de montante e jusante, epermitem assim que as válvulas possam funcionar em qualquer posição ou seja como reguladores.

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Princípio de funcionamento modulante

Na figura, observa-se que a válvula fecha-se, se o piloto permitir que o fluído aflua á câmara superior comuma pressão suficiente para vencer a força exercida sobre o obturador pelo fluído de montante.

A válvula abre-se, se a válvula modulante atingir um ponto tal, em que a perda de pressão da câmara superiorse faz a um ritmo mais elevadas do que a reposição permitida pela restrição.

A válvula mantém-se em qualquer posição intermédia, sendo esta, função do estado do controladormodulante. Numa posição de equilíbrio as forças de abertura e fecho da válvula mantêm-se compensadaspelo grau de abertura e posição do piloto (controlador), mas este responde imediatamente e reajusta a suaposição se ocorrer qualquer variação no controlador, motivada por alteração do comportamento do fluído emescoamento.

8.12.4 APLICAÇÕES TÍPICAS

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Aplicações Típicas

Entre os diferentes tipos de aplicações para controlo automático de redes por este tipo de válvulasdistinguem-se os seguintes:

REDUÇÃO DE PRESSÃO

A acção da pressão a jusante da válvula sobre o piloto, obriga a válvula principal a ajustar-se ás respectivasvariações, de forma a mantê-la constante.

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ALÍVIO DE PRESSÃO,

A pressão de entrada do diafragma de controlo provoca a reacção da válvula para contrariar variações dapressão de entrada, limitando-a a um valor pré-determinado.

CONTROLO DE CAUDAL

A válvula poderá manter um caudal de escoamento constante, ao ajustar-se de acordo com as variações depressão diferencial medidas através de um orifício calibrado na conduta.

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CONTROLO DE NÍVEL,

Pequenas variações do caudal devido a alteração de posição do flutuador, permite que a válvula se ajuste emfunção de alterações do nível do reservatório, de tal forma a que este se mantenha constante.

VÁLVULA DE RETENÇÃO,

É uma forma simples de controlo, consiste em ligar a câmara superior á conduta de jusante, funcionadoassim como válvula de retenção, neste caso, uma pressão de montante elevada, obriga a válvula a abrir-se,Fig. 12.5 o), e uma pressão de jusante elevada devido a uma inversão do fluxo, Fig. 12.5 p), transmite-se ácâmara superior obrigando a válvula a fechar-se. O escoamento neste tipo de válvulas deve realizar-senormalmente pelo lado inferior do obturador, mas em certas condições, este poderá efectuar-se em sentidocontrário, por exemplo quando a válvula tem funções de retenção, Fig 12.5 q). A velocidade de abertura efecho da válvula pode ser controlada por simples válvulas de agulha, colocadas conforme mostrado na Fig.12.5 r). O fluído sobre pressão que controla a abertura e o fecho da válvula poderá não ser o fluído emescoamento através dela, principalmente nos casos em que este é agressivo, transporta detritos em suspensãoou materiais encrostantes ou ainda quando a pressão na linha for inferior a 0,4 bar. Pela descrição doprincípio de funcionamento e indicação de alguns dos pilotos que podem equipar este tipo de válvulas,facilmente se conclui que estas são muito versáteis podendo a mesma válvula realizar funções muitodispersas.

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Válvulas de actuação por pressão diferencial

(Resumo)

Características

Configuração semelhante á das válvulas de globo

Tudo ou nada e modulantes

Velocidade de manobras regulável

Variantes

Diafragma

Pistão

Funções

Redução de pressão

Alívio

Mantedora de pressão

Altitude

Controle de caudal

Retenção

Controlo de nível; etc

8.13. VÁLVULAS AUTOMÁTICAS DE CONTROLO DEPROCESSO

8.13.1 GERAL

As válvulas redutoras de pressão, poderão considerar-se como precursoras das modernas válvulas decontrolo de processo automático, que são o elemento de controlo, o qual recebe o sinal de sensores oudetectores localizados no órgãos a controlar.

Neste tipo de válvulas, o caudal é regulado em função do estado do fluído por utilização da pressãodisponível, permitindo assim obterem-se condições de funcionamento controladas, a montante ou a jusanteda válvula.

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Válvulas automáticas de controlo de processo

As válvulas automáticas de controlo de processos, figura 13.1, controlam o caudal por variação da pressão dofluído em escoamento, pois o caudal é proporcional á perda de pressão introduzida pela válvula. Odeslocamento do obturador em relação á sua sede, modifica a secção de escoamento, variando deste modo ocaudal entre um mínimo e um máximo.

A força necessária para movimentar o obturador, provem de um actuador montado geralmente sobre aválvula. Os actuadores podem ser pneumáticos, hidráulicos, eléctricos ou uma combinação destes; odesenvolvimento deste tipo de equipamento permite obter uma grande precisão do posicionamento doobturador, que aliada á rapidez de actuação, proporcionam uma elevada fiabilidade, a que se deve a suaaplicação em sistemas de grande complexidade.

Independentemente do actuador utilizado dois suportes são necessários, o primeiro é o sinal de controlo e osegundo é a energia necessária para o actuador.

Os sinais para controlar a actuação são obtidos a partir da instrumentação instalada na tubagem em função deparâmetros (pressão, temperatura, etc.), permitindo a abertura / fecho controlado do caudal escoado através

da válvula, de forma a assegurar os requisitos previstos para o processo.Muitas vezes o sinal de controlo tem também como função movimentar a válvula.

8.13.2 CORPO DA VÁLVULA O corpo constitui o invólucro da válvula, a sua concepção deverá ser adequada para resistir á pressão e átemperatura do fluído. A multiplicidade de desempenhos exigidos nos modernos processos, obriga a umaselecção criteriosa das válvulas, tendo em vista a especificidade da sua aplicação, de forma a obter-se umfuncionamento satisfatório e duradouro. Para dar satisfação ás diferentes necessidades da indústria, umagrande variedade de materiais, tais como: PVC, ferro fundido, aço ou carbono, aço inoxidável, alumínio,ligas de níquel, etc., são utilizados para o seu fabrico.

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Variantes de válvulas de globo para controlo automático

Diferentes tipos de válvulas têm sido utilizados como válvulas de controlo, com variados graus de sucesso, amais comum é a válvula de globo com obturador simples ou duplo, Fig. 13.2. os obturadores tipo pistão quefuncionam no interior de um cilindro perfurado (sede) Fig. 13.3, são actualmente os mais utilizados, masexistem outros em que o movimento do veio também é de vai e vem, tais como: angulares, Y e diafragma eainda em que o movimento do veio se faz por semi – rotação tais como: borboleta, macho esférico, macho,etc.

Válvulas de pistão perfurado para controlo automático

Novas concepções que permitem variar fortemente a pressão têm sido desenvolvidas, uma das quais é a

válvula da Fig. 64, que é constituída por obturador semi – esférico com movimento excêntrico.

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a) Tipo Y b) Globo duas portas angular

Válvulas com um movimento linear

As válvulas de globo com obturador simples ou duplo têm frequentemente um elemento superior Fig. 13.2que serve de guia ao obturador e contém o empanque do veio. Em alguns modelos o obturador é guiadosuperior e inferiormente, em geral este é construído no mesmo material do corpo da válvula. Umalinhamento perfeito e folgas adequadas entre o obturador e a sede são essenciais para garantir a qualidadeda válvula.

a) Obturador semi-esférico b) Camflex

Válvulas com um movimento ¼ de volta

A tampa da válvula (capacete) ou a parte superior do corpo estão preparadas para a montagem de uma peçade fixação do actuador, ou para a montagem directa deste.

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Válvulas de borboleta

Em processos que utilizam fluidos com altas temperaturas, os actuadores devem estar afastados das válvulaspor peças extensoras (forquilhas) as quais têm como finalidade conservar o actuador fora da zona de altatemperatura, de forma a garantir uma longa vida.

O empanque tem como função obter o máximo de estanquicidade com o mínimo de fricção. Existemempanques fabricados em diversos materiais como por exemplo: telas impregnadas em PTFE, anéis dePTFE, etc. Muitas vezes utilizam-se uma mola entre os empanques de forma a provocar-se o seu encosto.Empanques lubrificados a óleo ou massa são opcionais, estes são adequados quando se trabalha comtemperaturas elevadas ou quando se pretendem atritos reduzidos.

Os empanques devem ser cuidadosamente afinados de forma a não se introduzirem grandes atritos no veio daválvula, os quais poderão impedir o correcto desempenho desta.

Quando se controlam fluídos tóxicos, perigosos ou de elevado custo, os empanques deverão ser especiais.Uma das soluções consiste em utilizar dois empanques independentes, com o espaço entre eles preenchidocom um gás inerte ou com descarga conduzida para uma área de segurança, também existem outrasconcepções que garantem estanquicidade absoluta.

8.13.3 OBTURADOR E SEDE O obturador e a sede são peças internas da válvula que controlam o caudal e estão em contacto com o fluido.O caudal é variado pelo movimento do obturador, em relação á sede, o qual pode ser linear ou rotativo. Umactuador desenvolve a força necessária para movimentar o obturador e mantê-lo num determinada posiçãoapesar da reacção do fluído.

As características de escoamento da válvula, isto é, a variação de caudal em relação ao movimento doobturador, podem ser basicamente de três tipos, Fig. 13.7, igual percentagem, linear e abertura rápida,correspondendo estas a diferentes formas do obturador e sede.

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Curvas características de escoamento

Os obturadores são maquinados com tolerâncias de fabrico apertados de forma a conseguir-se uma perfeitaconcentricidade. Uma grande precisão no alinhamento do obturador permite obter um fecho hermético daválvula e fácil intermutabilidade do mesmo. As sedes são fixadas ao corpo por rosca ou grampo, sendosoldadas para condições de serviço difíceis; vedantes podem ser aplicados ou não, dependendo da concepçãodo fabricante.

A selecção do material constituinte da sede e do obturador é muito importante, frequentemente utiliza-se oaço inoxidável austenitico o qual oferece uma grande resistência mecânica á corrosão. Outros materiais

também se aplicam tais como diferentes graus de aço inoxidável, Ferrite, Martensite ou Ferrite – austenite,oferecendo o último destes uma grande resistência á corrosão. Estes materiais apresentam uma granderesistência mecânica com temperaturas positivas elevadas e negativas. Válvulas sujeitas a abrasão requerema aplicação de ligas de cobalto, as quais garantem uma grande dureza.

As sedes e os obturadores podem ser fabricados nos materiais indicados ou apenas revestidas com estes, nassuas zonas críticas.

Um fecho estanque, embora não necessário neste tipo de válvulas, pode ser conseguido em especial nas dedupla sede. Em processos com temperaturas elevadas, garantir um fecho estanque é impossível, devido aodiferente grau de dilatação dos componentes da válvula.

Variações de temperatura, quer para altas ou para baixas, influenciam a estanquicidade da válvula. Nas deobturador singular o problema não é tão pertinente, porque a mudança de temperatura afecta principalmentea distância entre o obturador e a sede, a qual é compensada com um maior ou menor movimento do actuador,garantindo deste modo, mesmo nestas condições um assentamento firme do obturador sobre a sede.

O caudal de fuga admitido neste tipo de válvulas, é estabelecido pelos fabricantes. Nas de duplo obturadoreste é em geral inferior a 0,1 % do coeficiente de vazão máximo da válvula (k V), enquanto que, nas válvulasde obturador simples este não vai além de 0,01 %. O teste de estanquicidade é normalmente feito átemperatura ambiente, com ar á pressão de 3,5 bar, o qual é injectado numa das câmaras da válvula, ficandoa outra em contacto com a atmosfera.

Quando é necessário um elevado grau de estanquicidade, as sedes ou os obturadores, podem ser equipadoscom vedantes fabricados em materiais resilientes sintéticos. Na posição de fecho, os vedantes são esmagadosentre o obturador e a sede, garantindo assim a estanquicidade da válvula. Normalmente estes vedantes, são

fabricados em borracha sintética com dureza e composição adequada ou PTFE. Estes materiais devem seradequados para as condições de temperatura e pressão do fluído.

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As válvulas automáticas de controlo de processo, devem ser dimensionadas para as condições de caudal epressão previstas e os materiais constituintes dos seu componentes, devem ser correctamente seleccionados,em face da natureza e temperatura do fluído a controlar.

8.13.4 SINAIS DE CONTROLO Os sinais de saída que servem para o controlo destas válvulas podem provir de contactos, de reléselectromecânicos, que podem ser simples ou inversores, normalmente livres de potencial ou sinaiselectrónicos normalizados de 0 a 5 V que são transmitidos de forma binária.

Os sinais de saída de sensores analógicos são materializados por uma grandeza física que deverá permitir:

A visualização da medida com aparelhos indicadores ou registadores que devem ser robustos e precisos.

A transmissão á distância da informação.

Tratamento automático da informação por aparelhos de cálculo;

Os sinais de saída analógicos são do tipo:

0 - 20 mA (para calibração)

corrente contínua

4 - 20 mA (medida contínua)

Eléctrico

0 - 1 V

tensão contínua

0 - 10 VPneumático: 0,2 a 1 bar.

8.13.5 CONTROLO A capacidade de uma válvula é calculada pelo coeficiente kv determinado empiricamente e indica a caudalde água em m3 /h com uma temperatura compreendida entre 5 e 40ºC que atravessa uma válvula com umaperda de carga de 1 bar (101,325 kPa).

Se for conhecido o valor de kv, a perda de pressão admissível na válvula e a densidade do fluido, determina-se o caudal do escoamento nessas condições por:

3 = - P×1///k 8 …Ë

Quando for conhecido o caudal determina-se a perda de pressão por:

A curva dos valores de kv em função da abertura do obturador é utilizada para a determinação docomportamento da válvula em regulação.

O coeficiente de perda de carga tem por expressão:

1000

×

=

v k

Q P

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As válvulas de controlo poderão apresentar uma curva de escoamento dos tipos referidos na figura, os perfismais utilizados, são os de igual percentagem, linear e o de abertura rápida.

Curvas características do escoamento em válvulas de controlo

Igual Percentagem: O caudal aumenta exponencialmente com o curso do obturador. Igual incremento doobturador da válvula, produz uma variação do kv também de igual percentagem.

Linear: O caudal aumenta linearmente com o curso do obturador.

Característica parabólica modificada: tem um comportamento intermédio entre a característica linear e deigual percentagem. Isto permite uma regulação fina com baixos caudais e um comportamento comcaracterísticas aproximadamente lineares para os caudais elevados.

Abertura rápida: permite grandes variações de caudal para alterações muito pequenas do obturador. Temem geral um ganho demasiado elevado para ser utilizado como válvula de controlo, pelo que está limitadapara serviços tudo ou nada., tais como em operações sequenciais quer em doseamentos ou processos semi-contínuos.

A utilização das válvulas de controlo está limitada pela geração de ruído e pela cavitação no caso de líquidosé a causa mais frequente de danos.

2

4

16v k

d k

×

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8.14. HIDRANTES PARA SERVIÇOS DE INCÊNDIOOs hidrantes para serviços de incêndio ou marcos de incêndio são válvulas apropriadas para fornecer a águada rede de distribuição pública ou de um edifício a serviços de combate a incêndios.

8.14.1 EXTERIORES Os hidrantes exteriores são um meio de apoio à intervenção dos bombeiros para reabastecimento dosveículos de combate a incêndios.

As bocas de combate a incêndios possuem uma única saída e ficam colocados normalmente nas paredes dosedifícios ou em muros de vedação de propriedades

Figura 14.1 - Bocas para montagem nas paredes exteriores de edifícios

As bocas de incêndios de pavimento figura 14.2 a) permitem também a ligação de mangueiras de rega elavagem de ruas pelo que também são designadas por bocas de rega.

Este tipo de bocas de incêndios possuem uma válvula de manobra e estão alojadas em nichos com porta ou

tampa. Actualmente as saídas são normalizadas e são utilizadas uniões do tipo simétrico (storz) de 45 mm.Os marcos de incêndio são hidrantes de coluna, que são conjuntos auto-sustentados, assentes no solo, quepossuem várias saídas ligadas a uma conduta enterrada. Existem dois tipos principais, os de coluna seca e osde coluna húmida. Nos hidrantes de coluna seca a água só entra na coluna quando a válvula principal foraberta. Os de coluna húmida permanecem permanentemente em carga, pelo que não é recomendável a suautilização em zonas em que existe a hipótese da água congelar.

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• Hidrante de Passeio ou boca de rega • Coluna seca • Coluna protegidoFigura 14.2 - Diferentes tipos de hidrantes para instalação na via pública

Figura 14.3 - Pormenores de hidrantes de coluna

Os marcos de incêndio não se encontram normalizados em Portugal, sendo as seguintes, configuraçõescorrentes:

Duas saídas de 70 mm e uma de 90 ou 100 mm, em que a conduta de alimentação tem de possuir um

diâmetro igual ou superior a 150 mm. Uma saída de 70 mm, uma de 50 e uma de 90 mm, em que a conduta de alimentação tem de possuir

um diâmetro igual ou superior a 110 mm.

Uma saída de 70 mm e duas de 50 mm, em que a conduta de alimentação tem de possuir umdiâmetro igual ou superior a 100 mm.

A última configuração é a mais adequada, de acordo com os diâmetros das mangueiras utilizadas pelosbombeiros.

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Figura 14.4 - Esquema de montagem de um marco de incêndio de coluna seca

8.14.2 PARA INSTALAÇÃO EM PARQUES INDUSTRIAIS

Figura 14.5 - Hidrantes para instalações industriais

8.14.3 REDES DE INCÊNDIOS ARMADAS No interior dos edifícios para o combate a incêndios são obrigatórios as bocas de teatro e os carretéis que sãodesignadas bocas de incêndio armadas, e fazem parte das redes de incêndios armadas, destinadas àintervenção em caso de incêndio pelos ocupantes do edifício sinistrado. Além das bocas de incêndios estãoassociadas a este tipo de redes as condutas, a fonte de alimentação de água, o sistema de pressurização e oequipamento de controlo e medição.

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Figura 14.6 - Carretel

A RIA é uma instalação hidráulica mantida permanentemente em carga, pelo que constitui uma colunahúmida.

Uma boca de incêndio armada é um equipamento destinado ao combate de um incêndio, existem trêsdiâmetros 25 mm, 45 mm e 70 mm, contudo as de 70 mm não são normalizadas e só existem em instalaçõesde elevado risco de incêndio como nas indústrias químicas, do papel, etc. São ligadas á RIA através de uma

válvula de isolamento e compreendem normalmente um lanço de mangueira com um comprimento mínimode 20 m, que termina numa agulheta. Dispõe ainda de meios para suporte da mangueira e da agulheta, assimcomo um armário para instalação e protecção do conjunto. A agulheta tem em geral três posições deoperação, fechada, jacto de água e pulverização com a abertura do cone de água superior a 90º. Quando aárea a cobrir possui uma elevada carga de incêndio, deverá ainda permitir uma quarta posição para formaruma cortina de protecção dos utilizadores

Os carretéis de incêndio representados na figura 14.6 estão normalizados pela norma NP EN 671-1, estãoequipados com uma mangueira semi-rígida de 25 mm de diâmetro enrolada num carretel.

O caudal é da ordem de 100 a 150 l/minuto pelo que só são instalados em locais de baixa carga de incêndio,o alcance do jacto de água é da ordem de 15 a 18 m, com uma pressão de 5 bar.

As bocas de incêndios armadas de 45 mm figura 14.8, são conhecidas como do tipo teatro ou SI, sãonormalizadas de acordo com NP EN 671-2, a mangueira é flexível e é enrolada ou acamada, a agulhetatambém é de três posições.

O caudal a considerar é da ordem de 200 a 300 l/minuto e de 350 a 750 l/minuto no caso das mangueiras de70 mm de calibre.

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Figura 14.7 - Carretel

8.14.4 CAUDAIS DE ÁGUA PARA COMBATE A INCÊNDIOS

1 - Os volumes de água para combate a incêndios são função do risco da sua ocorrência e propagação nazona em causa, à qual deve ser atribuído um dos seguintes graus:

a) Grau 1 - zona urbana de risco mínimo de incêndio devido à fraca implantação de edifícios,predominantemente do tipo familiar;

b) Grau 2 - zona urbana de baixo grau de risco, constituída predominantemente por construções isoladascom um máximo de quatro pisos acima do solo;

c) Grau 3 - zona urbana de moderado grau de risco, predominantemente constituída por construções comum máximo de dez pisos acima do solo, destinada a habitação, eventualmente com algumcomércio e pequena indústria;

d) Grau 4 - zona urbana de considerável grau de risco, constituída por construções demais de dez pisos,

destinadas a habitação e serviços públicos, nomeadamente centros comerciais;

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e) Grau 5 - zona urbana de elevado grau de risco, caracterizada pela existência de construções antigas oude ocupação essencialmente comercial e de actividade industrial que armazene, utilize ouproduza materiais explosivos ou altamente inflamáveis.

Figura 14.8 - Caixa tipo teatro

2 - O caudal instantâneo a garantir para o combate a incêndios, em função do grau de risco, é de:

a) 15 l/s - grau 1;

b) 22,5 l/s - grau 2;

c) 30 l/s - grau 3;

d) 45 l/s - grau 4;

e) a definir caso a caso - grau 5.

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3 - Nas zonas onde não seja técnica ou economicamente possível assegurar os referidos caudais instantâneosatravés da rede pública, dimensionada para consumos normais, nomeadamente em pequenosaglomerados, deve providenciar-se para que haja reservas de água em locais adequados, que asseguremaqueles caudais conjuntamente com os caudais disponíveis na rede de distribuição existente.

8.14.5 INSTALAÇÃO Bocas de rega e de lavagem

As bocas de rega de espaços verdes e de lavagem, quando necessárias, devem ser precedidas de instalação deum medidor de caudal.

Hidrantes

1 - Consideram-se hidrantes as bocas-de-incêndio e os marcos de água.

2 - As bocas-de-incêndio, podem ser de parede ou de passeio.

3 - Os marcos de água são salientes em relação ao nível do pavimento.

4 - A concepção dos hidrantes deve garantir a sua utilização exclusiva pelas corporações de bombeiros eServiços Camarários.

Localização dos hidrantes

A localização dos hidrantes cabe aos serviços camarários, ouvidas as corporações de bombeiros locais,devendo atender-se às seguintes regras:

a) As bocas-de-incêndio tendem a ser substituídas por marcos de água e, onde estes não se instalem, oafastamento daquelas deve ser de 25 m no caso de construções em banda contínua;

b) Os marcos de água devem localizar-se junto do lancil dos passeios que marginam as vias públicas, emlocais acessíveis aos veículos dos bombeiros, com os seguintes espaçamentos máximos, em função do

grau de risco de incêndio da zona: 200 m - grau 1;

150 m - grau 2;

130 m - grau 3;

100 m - grau 4;

A definir caso a caso - grau 5.

Ramais de alimentação de hidrantes

1 - Os diâmetros interiores mínimos dos ramais de alimentação dos hidrantes não devem ser inferiores aos

diâmetros das saídas.2 - Os diâmetros de saída são fixados em 50 mm para as bocas-de-incêndio e em 60 mm, 75 mm e 90 mm

para os marcos de água.

3 – No ramal de alimentação de hidrantes deverá sempre existir uma válvula de seccionamento.

8.14.6 RESERVA DE ÁGUA Reservatórios Públicos

A reserva de água para incêndio é função do grau de risco da zona e não deve ser inferior aos valoresseguintes:

75 m³ - grau 1;

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125 m³ - grau 2;

200 m³ - grau 3;

300 m³ - grau 4;

A definir caso a caso - grau 5.

Reservatórios Prediais

O dimensionamento de reservatórios para combate a incêndios está condicionado às exigências do ServiçoNacional de Bombeiros, tendo em conta a ocupação de risco do edifício ou a distância ao quartel dosBombeiros, com um volume mínimo que garanta o fornecimento de água durante 30 minutos às redes deincêndio armadas.

8.15. VÁLVULAS TERMOSTÁTICASAs válvulas termostáticas Fig. 15.1 e 15.2, aplicam-se para controlar equipamentos em circuitos deaquecimento e refrigeração. Estas válvulas são constituídas basicamente por um sensor (ref. 12, elemento

termostático), tubo capilar (32) e fole (31). O sensor, contém um fluído de grande coeficiente de dilatação, oqual se expande com o aumento de temperatura.

Figura 15.1 - Válvulas termostáticas circuitos de refrigeração

As válvulas para utilização nos circuitos de refrigeração, Fig. 15.1, têm como princípio de funcionamento apressão do fluído que se exerce no fole (31), esta origina uma força que é transmitida através do elemento (9)ao veio (27) que está fixado ao obturador (8). A mola (26) que está disposta de forma a fechar o obturador,exerce uma força de sentido contrário da anterior que em posição de equilíbrio mantém a válvula numadeterminada posição. Qualquer variação de temperatura é detectada pelo sensor, variando o valor da pressãono fole e como consequência a posição do obturador. As posições extremas da válvula (totalmente aberta ou

fechada) têm lugar quando as duas forças não se equilibram. Este tipo de válvulas é concebido por forma aque, quando a temperatura aumenta a válvula abre-se.

As válvulas para controle de circuitos de aquecimento Fig. 15.2, têm um princípio de funcionamento similar,só que neste tipo a mola tem como função abrir a válvula e um aumento de temperatura provoca o seu fecho.

As válvulas termostáticas podem ser de duas ou três vias, fabricam-se correntemente até ao diâmetro de 50mm e os seus componentes são fabricados em diferentes materiais para diferentes aplicações.

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Figura 15.2 - Válvula termostática para aquecimento

Figura 15.3 - Esquema de montagem de válvulas termostáticas de aquecimento

EXEMPLO 15.1

Determine o kv de uma válvula termostática para regulação da temperatura da água quente de um depósitocom uma potência de 230 kW, considerando um ∆t = 20º C e uma pressão diferencial através da válvula de

0,6 bar.

RESOLUÇÃO

h mQ 31020

86,0230==

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Kv = 12

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EXEMPLO 15.2

Determine o kv de uma válvula termostática para regulação da temperatura da vapor sobreaquecido paraaquecimento de óleo nas seguintes condições:

Temperatura de vapor sobreaquecido tv = 165º CCaudal de vapor Q = 150 kg/h (110 kW)

Temperatura de entrada P1 = 2,5 bar abs.

Pressão diferencial ∆pv = 0,6 bar

RESOLUÇÃO

No diagrama inicia-se a linha com a temperatura de 165º C até interceptar a linha correspondente a p 1 = 2,5bar abs. A partir deste ponto, traça-se uma linha vertical, até encontrar a linha correspondente a ∆pv = 0,6bar.

Com origem no último ponto trace uma linha horizontal até interceptar a linha vertical correspondente ao

caudal de vapor de 150 kg/h.

O ponto de intercepção determina o valor do coeficiente kv = 6,6.

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9. GÁS COMBUSTÍVEL

9.1. PODER CALORÍFICO DOS GASESO poder calorífico dum combustível é a quantidade de calor obtida pela combustão total, à pressãoatmosférica (1,013 bar), da unidade de quantidade ou de volume de combustível.

A unidade de quantidade de calor é o Joule. Por razões práticas, é utilizada com frequência o kWh queequivale a 3600 kJ.

A unidade empregue para designar a quantidade de combustível depende do seu estado:

Para os combustíveis gasosos, a unidade é o metro cúbico normal m3 (n), isto é, o metro cúbico de gás àtemperatura de 0 °C e à pressão atmosférica de 1,013 bar.

Para gases liquefeitos, utilizam-se preferencialmente a unidade de massa, o quilograma.

O poder calorífico dum combustível gasoso exprime-se em kWh/m3 (n)

A combustão dum gás cujo principal constituinte é o metano, produz em presença do ar, essencialmente:

calor + água + gás carbónico

Tendo em conta o forte desenvolvimento de calor, a água produzida passa a estado de vapor. Em que o calorabsorvido pela vaporização da água, calor latente, não é de desprezar.

Define-se:

O PCS (poder calorífico superior) dum gás como sendo a totalidade da energia produzida pela combustãocompleta da unidade de volume, ou seja, portanto, a soma do calor sensível e do calor latente;

O PCI (poder calorífico inferior) é a energia produzida pela combustão duma unidade de volumeconsiderando a vaporização da água no processo de combustão.

É igual ao calor sensível.

Relação entre PCI e PCS

Para os gases é utilizada uma relação aproximada entre PCI e PCS:

PCI ≅ 0.9 PCS.

9.1.1 ÍNDICE DE WOBBE

É um índice que caracteriza o fluxo de calor de um queimador, é aplicado em questões de intermutabilidade

de Gases.

Define-se por:

Sendo S, a densidade do gás em relação ao ar.

Esta classificação tem a haver com a possibilidade de substituição dos gases dentro da mesma família.

De acordo com a teoria da combustão esta classificação foi possível através do conhecimento do "módulo dogás“.

S

PCS W =

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A relação conhecida como módulo do gás está associada entre a variação da secção do orifício dum injectore a pressão de alimentação do gás, de modo a que a quantidade de movimento do jacto de gás permaneçaconstante.

P - pressão de alimentação; W - índice de Wobbe

Os gases com módulos iguais podem ser queimados no mesmo queimador, permanecendo constantes a suapotência calorífica e a sua taxa de admissão de ar.

P (kW) = Q [m3 (n)/h] x PCI [kWh/m3 (n)]

A taxa de admissão de ar é a relação entre o volume de ar que entra no queimador através do jacto antes dacombustão e o volume de ar necessário à combustão completa do gás.

Figura X.1 - Queimador de uma caldeira a gás

Os combustíveis gasosos classificam-se segundo o índice de Wobbe, em:

Primeira família

Gás com um índice de Wobbe compreendido entre 23,86 e 31,4 MJ/m3 (n).

Pertencem a esta família o gás manufacturado, o gás de coque e misturas de hidrocarbonetos e ar de baixoíndice de Wobbe (ar metanado ou propanado).

Segunda família

Gás com um índice de Wobbe compreendido entre 40,53 e 57,99 MJ/m3

(n).Pertencem a esta família os gases naturais e as misturas de alto índice de Wobbe, de hidrocarbonetoscom ar, (ar propanado).

Terceira família

Inclui os gases com um índice de Wobbe compreendido entre 77,46 e 92,40 MJ/m3 (n).

Dentro desta família encontram-se os GPL (propano e butano comerciais).

9.1.2 POTENCIAL DE COMBUSTÃO (C) OU “ÍNDICE DE DELBOURG”Dois gases com índices de Wobbe iguais podem ser intermutáveis. Só que esta condição não é totalmentesuficiente. Para que tal aconteça é necessário o conhecimento de outro índice, denominado “Potencial de

combustão (C)” ou “índice de Delbourg”

CteW

P =

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O potencial de combustão C é a relação entre as proporções volumétricas dos componentes de um gáscombustível e a raiz quadrada da sua densidade.

H2; CO2; CH4 – proporções volumétricas centesimais dos referidos gases

CnHm – tipo do hidrocarboneto (diferente do CH4 – metano)

a – coeficiente característico do hidrocarboneto (0,73 a 3) que tipifica a velocidade de chama do gás

S – densidade do gás em relação ao ar

Este índice reflecte as três características principais da chama, ou sejam:

A altura do cone azul, os débitos e as velocidades críticas de retorno ou descolamento da chama.

Figura X.2 - Chama azul

Os dois índices, Wobbe W e potencial de combustão C, devem ser corrigidos por coeficientes que têm emconta os efeitos:

Da viscosidade do gás sobre o débito que passa no orifício do injector;

Do oxigénio, do monóxido e do dióxido de carbono sobre a combustão.

O conhecimento destes dois índices, corrigidos, permite estabelecer o diagrama de intermutabilidade dosgases:

S

H C aCH CO H

C mn∑+++

=422 3,07,0

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Figura X.3 - Diagrama de intermutabilidade dos gases

9.1.3 CLASSIFICAÇÃO DOS GASES COMBUSTÍVEIS Os diferentes tipos de gases combustíveis, podem ser classificados em três categorias.

Gases de primeira Família

São gases manufacturados a partir de hidrocarbonetos e efluentes das petroquímicas, tal como o gás decidade que antigamente era distribuído na cidade de Lisboa.

Gases da 2ª Família os gases naturais

Provenientes de jazigos subterrâneos ou submarinos, pelo que são hidrocarbonetos naturais. Após tratamentosão transportados até às regiões de distribuição e pontos de utilização.

A composição química difere de forma ligeira, consoante a sua origem, mas o índice de Wobbe, mantém-sepraticamente constante:

A exploração do gás natural na Europa iniciou-se a partir de jazigo de LACQ, (França) actualmente extinto.Face ao aumento de consumo e à extensão das redes, as proveniências entretanto diversificaram-se.

Assim, temos gás de Groninque (Holanda), da Argélia, do Mar do Norte da Rússia, etc., sendo classificadossegundo o seu poder calorífico superior (PCS).

Distinguem-se:

Gases de alto poder calorífico tipo (H), com um PCS compreendido entre 10,7 e 12,8 kWh/m3 (n).

Gases de baixo poder calorífico tipo (L), com um PCS compreendido entre 9,5 e 10,5 kWh/m3 (n).

Composição do Gás Natural

O gás natural distribuído entre nós é composto de vários gases cujo principal constituinte é o Metano.

Metano CH4 83,7 %

Etano C2H6 7,6 %

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Azoto N2 5,4 %

Propano C3H8 1,9 %

Butano C4H10 0,7 %

Pentano C5H12 0,2 %

Mais leve que o ar S = 0,65

Limite de inflamabilidade entre: 5 % e 14 %

Poder calorífico superior PCS = 42,0 MJ.m-3

Poder calorífico inferior PCI = 37,9 MJ.m-3

Índice de Wobbe superior Wsup = 52,1 MJ.m-3

Índice de Wobbe inferior Winf = 46,9 MJ.m-3

Pressão nominal de utilização PS = 20 mbar

Utiliza-se e transporta-se em gasodutos na fase gasosa e por transporte marítimo em metaneiros na faselíquida arrefecido a -160º C o que lhe diminui o volume de 1/600.

Figura X.4 - Sistema de transporte e distribuição de gás natural

Para a sua detecção em caso de fuga o gás é odorizado artificialmente com incorporação de aditivos. Podeser utilizado em caves e locais com nível inferior ao solo.

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Figura X.5 - Rede de gás natural na Península Ibérica

Os gases da 3ª família, ditos de petróleo ou petróleo liquefeitos (GPL).

Provêm da refinação do petróleo bruto ou por recuperação quando do tratamento de certos gases naturais.Não se encontram na forma pura mas compõem misturas comerciais. É obtido em Portugal através dadestilação do petróleo em refinarias. O seu armazenamento e transporte são efectuados na fase líquida, nosdepósitos existe uma parte na fase gasosa de onde é retirado para ser utilizado. Os gases mais correntes edisponíveis em Portugal são o propano e o butano. A redução volumétrica obtida para o transporte earmazenamento é de 275 vezes para o propano e 235 vezes para o butano.

Gás propano

Fórmula química C3H8

Mais denso que o ar S = 1,55

Poder calorífico superior PCS =

Poder calorífico inferior PCI =

Índice de Wobbe superior Wsup = 76,8 MJ.m-3

Índice de Wobbe inferior Winf = 46,9 MJ.m-3

Pressão nominal de utilização PS = 37 mbar

Temperatura de ebulição à pressão atmosférica: – 45º C.

Pressão de ebulição à temperatura de 15º C: 8 bar

Limite de inflamabilidade entre 2,4 e 9,5 %

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Gás Butano

Fórmula química C4H10

Mais denso que o ar S = 2,01

Poder calorífico superior PCS =

Poder calorífico inferior PCI =

Índice de Wobbe superior Wsup = 87,3 MJ.m-3

Índice de Wobbe inferior Winf = 80,5 MJ.m-3

Pressão nominal de utilização PS = 30 mbar

Temperatura de ebulição à pressão atmosférica: 0º C.

Pressão de ebulição à temperatura de 15º C: 1,8 bar

Limite de inflamabilidade entre 1,9 e 8,5 %

9.2. DIMENSIONAMENTO9.2.1 PERDAS DE CARGA Os cálculos das tubagens desenvolvem-se, normalmente, em função das perdas de carga máximasadmissíveis:

Instalações que funcionam a Baixa pressão (gás natural / Ar propanado)

∆Pmáx = 1,5 mbar

Troços no interior dos fogos e instalações do sector terciário, em que as condições o permitam.

Instalações que funcionam a Média Pressão (independentemente do tipo de gás)

∆Pmáx = 30 mbar

Casos de colunas montantes de edifícios colectivos abastecidos pelas redes de Ar propanado e Gás Natural(que funcionam normalmente a P = 100 mbar).

Instalações de gás do sector terciário em que há comprimentos grandes de tubagem ou grandes consumos.

9.2.2 PRESSÕES CONSIDERADAS NAS REDES DE DISTRIBUIÇÃO:

Ar Propanado Gás Natural

varia entre 0,2 e 1 bar varia entre 1 e 4 bar

Classificação das gamas de pressões correntemente utilizada

As redes classificam-se de acordo com o valor da pressão relativa de serviço:

Redes de distribuição de baixa pressão:

p ≤ 0,05 bar (50 mbar) (gás natural)

p≤

67 mbar (no caso do propano comercial)

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As pressões das redes de distribuição de baixa pressão aproximam-se da pressão efectiva necessária parauma queima correcta nos aparelhos domésticos:

Pressão de queima

Gás natural ≈ 25 mbarGás propano ≈ 37 mbar

Gás butano ≈ 30 mbar

Redes de Transporte

Os gasodutos de transporte de gás combustível, de acordo com a Portaria Nº390/94 de 17 de Junho,classificam-se em escalões:

Gasodutos de 1º Escalão

Pressão de serviço superior a 20 bar,normalmente designados por gasodutos de transporte, só podem ser construídos em zonas não urbanas

Gasodutos de 2º Escalão

Pressão de serviço igual ou inferior a 20 bar e superior a 4 bar

normalmente designadas por redes primárias de distribuição, constituem a entrada nos grandes centrosurbanos

Gasodutos de 3º Escalão:

Redes de distribuição de média pressão na gama 50 mbar a 4 bar

São as redes localizadas no interior dos centros urbanos e abastecem as redes de distribuição de baixapressão através de redutores de pressão devidamente escalonados.

9.2.3 EXPRESSÕES DE CÁLCULO DE PERDAS DE CARGA

Fórmulas de Renouard

O problema da formulação, tal como já foi referido, passa sempre pela determinação de f (factor de atrito),pelo que se adoptam fórmulas que contornam o problema.

Os Projectistas em Portugal, utilizam normalmente as fórmulas de Renouard, e respectivo factor de atritoseguidos, originalmente, pela GAZ de France:

As fórmulas de Renouard são válidas, nas seguintes condições:

1ª Condição:Q/D ≤150

Q – caudal [m3 (st)/h] e

D – diâmetro interior do tubo (mm)

Exemplo:

Para DN 50 (Dint = 53 mm) as fórmulas de Renouard serão válidas se:

Q ≤ 150 x 53 = 7.950 m3 /h

2º Condição:

Re < 2 x 106

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O nº de Reynolds pode ser calculado dos dois seguintes modos:

a)

Q – caudal m3 (st) / h

D – diâmetro interior do tubo, mm

– depende da viscosidade cinemática do gás e toma os seguintes valores:

= 24 300, para o Ar

= 22 300, para o Metano e Gás Natural

= 32 000, para o Propano)

b)

V – velocidade (m/s)

υ- viscosidade cinemática do gás

Fórmulas Recomendadas no Manual da Lisboagás

Distribuição: BP (P< 50 mbar)

MP (P>50 mbar)

Transporte:

Nos gasodutos de 2º Escalão 4 bar <P< 20 bar a Transgás utiliza a fórmula dePanhandle:

Esta fórmula é válida para as seguintes condições:T = 15 °C,

5 x 106 ≤ Re ≤ 14 x 106

Onde:

Lm (km); d (mm);

Q (m3 st / h) ;

P (bar a) ;

E eficiência do ramal

Kowarski)de(fórmula

D

QR e

×= ς

ς

υ

DV R

e

×=

5394,022

216162,200506,0

−××=

m L

PPd E Q

SLeq 1,82 P - P = 23,3 Q

1 2 4,82 D

SLeq 1,82 2 2 - P = 48,6 Q1 2 4,82 D

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Erro nas fórmulas de perda de carga

Nas redes em antena ou malhadas um mau conhecimento dos dados comerciais ou erros na natureza erepartição das cargas nas redes podem tornar um resultado inexplorável.

Nas fórmulas de Renouard o erro no comprimento intervém linearmente enquanto que os relativos ao caudale ao diâmetro são respectivamente 1,8 vezes e 4,8 vezes mais elevados.

Um erro de 5% no diâmetro provoca um erro próximo de 24% na perda de carga;

Um erro de 5% no caudal provoca um erro próximo de 9% na perda de carga;

Um erro de 5% no comprimento provoca um erro da mesma grandeza na perda de carga.

Conclui-se que o diâmetro é o parâmetro mais sensível, consequentemente, a sua determinação deverá ser amais rigorosa possível.

Potência térmica dum Gerador de Calor

É usual distinguir entre

• Potência nominal Pn = Q (n) x PCI

• Potência calorífica Pc = Q (n) x PCS

• Potência útil Pu = Q (n) x η x PCI = Pn x η

Pn, Pc e Pu em MW

Q (n) – consumo de gás em m3 (n) / s;

PCI, PCS – poderes caloríficos inferior e superior, MJ/m3(n);

η - rendimento útil do gerador ( em relação ao PCI), em %.

9.3. MATERIAIS DA TUBAGEMNas redes de distribuição e transporte de gás natural utilizam-se diferentes materiais tais como:

Aço,

Cobre,

Polietileno

A sua aplicação encontra-se devidamente legislada.

Redes de transporte e distribuição

Para tubagens enterradas com pressões até P = 4 bar

Utiliza-se preferencialmente o PEAD (polietileno de alta densidade), geralmente até ao diâmetro DN 200.Não é permitida a sua utilização em tubagens aéreas

Com pressões superiores a P = 4 bar

Nos gasodutos de 2º escalão

Nos gasodutos de 2º escalão empregam-se aços, do tipo API 5L GrB

Nos gasodutos de 1º Escalão:

Para estes gasoduros utilizam-se tubos de aço de alto limite elástico

Ex: API 5L Grades X52, X70, etc.

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Disposição dos tubos:

As tubagens deverão ser enterradas a uma profundidade mínima de 0,8 m.

Medida entre o nível do solo e a geratriz superior da tubagem.

As tubagens em aço, para além do revestimento exterior em PEAD, são ainda objecto de protecção catódica.

No interior dos edifícios

No interior dos fogos com diâmetros e pressões diminutas e necessidade de facilidade de montagem,emprega-se, o cobre revestido.

Nas colunas montantes o aço ou o cobre, conforme as normas técnicas aplicáveis.

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10. FLUIDOS MEDICINAIS

10.1. OXIGÉNIO10.1.1 CARACTERÍSTICAS QUIMICAS O oxigénio O2 é um gás comum, incolor, inodoro e sem sabor mas um dos mais activos da química.

É mais denso que o ar, sendo a sua densidade de 1,1.

É pouco solúvel na água. Em condições normais, um litro de água tem dissolvido cerca de 40 Ncm3.

Este gás pode apresentar-se sob duas formas.

Estado líquido

Este estado é difícil de se obter, resulta de se efectuar um arrefecimento a baixas temperaturas seguida de

uma expansão do gás previamente comprimido. É um líquido azulado com o ponto de ebulição a -183º C àpressão atmosférica, não é corrosivo nem tóxico.

A sua temperatura muito baixa provoca queimaduras e o seu contacto com determinados materiais torna-osquebradiços.

O oxigénio solidifica-se á temperatura de -220º C à pressão atmosférica normal.

Estado Gasoso

Sob a forma de um gás o oxigénio é um componente do ar atmosférico, ocupando 20% do seu volume.

Está armazenado em garrafas de aço comprimido a uma pressão da ordem dos 150 bar.

Nestas duas formas o oxigénio é um gás comburente, ele não é combustível mas alimenta as combustões.

Utilização

O oxigénio aplica-se no meio hospitalar, para anestesias, a ventilação e a reanimação, oxiterapia, etc.

É um gás particularmente difícil de manejar porque é incolor, inodoro e não tóxico, mas combinado comoutros elementos pode tornar-se perigoso. O oxigénio líquido pode provocar queimaduras e em contacto comcorpos gordurosos, madeira e certas borrachas pode originar combustões espontâneas.

Consumo

O consumo médio de oxigénio no meio hospitalar está compreendido entre 6 e 10 Nm3 por mês por cama.

Para efeitos de cálculo considera-se que um mês compreende 30 dias e que o período de consumo diário é de18 horas.

Armazenagem

De acordo com o volume de gás consumido, a sua armazenagem é efectuada por quadro de garrafas ou porevaporador.

Regra geral, uma central de oxigénio é constituída por uma fonte em serviço e uma de reserva, sendo ocâmbio de uma para a outra realizado por inversor automático, um sinal acústico e visual no local de controlosinaliza esta inversão.

O oxigénio nas garrafas está submetido à pressão de 200 bar.

A primeira expansão é realizada para uma pressão compreendida entre 7 e 10 bar no interior da central, porum conjunto de expansão (redutor de pressão) de alta pressão.

Consumos inferiores a 100 Nm3/mês

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Para esta ordem de consumos, a central é em geral formada por 2×1 garrafa ou por duas rampas com ngarrafas cada uma em que estará uma de serviço e a outra de reserva.

Cada garrafa é ligada à rampa de alta pressão por ligadores flexíveis. Na extremidade de cada rampa existe

uma válvula de expansão para alimentar a rede com uma pressão pré estabelecida á entrada do inversorautomático.

Consumos de 100 a 1.500 Nm3/mês

A central é formada por dois ou mais quadros, ou por um reservatório de grande capacidade. Um quadro éum conjunto de garrafas, normalmente compreende 9, 20 ou 27, ligadas em série. A recarga da central érealizada pela substituição de todo o quadro que foi dado como vazio pelo inversor.

A central de armazenamento deve ser acessível aos veículos de grande tonelagem.

Consumos superiores a 1.500 Nm3/mês

O oxigénio na fase gasosa é fornecido por um evaporador formado por uma cuba de armazenamento deoxigénio líquido e por um vaporizador atmosférico dotado de um armário de comando e de regulação.

As áreas de armazenamento e de produção de oxigénio devem obedecer a rigorosas medidas de segurançatais como as apresentadas na figura 1.

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Figura 1 - Limites de segurança a observar relativamente às centrais de armazenamento de oxigénioOs evaporadores classificam-se de acordo com a sua capacidade de evaporar oxigénio na fase líquida, 1.200ℓ, 3.000 ℓ, 7.500 ℓ ou 10.000 ℓ.

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O evaporador é sempre duplicado por uma fonte de oxigénio de socorro que poderá ser uma bateria fixa ouum quadro de garrafas de acordo com o nível de consumo. Preconiza-se para socorro uma fonte com umaautonomia mínima de 4 dias.

Cálculo do volume de armazenamentoUma garrafa clássica tem um volume de 50 ℓ (0,05 m3) e aí o oxigénio é armazenado à pressão de 200 bar.

Pode considerar-se que o volume de gás armazenado é da ordem de 10 Nm3, considerando-se um volume útilpor garrafa de 7 Nm3.

A autonomia mínima de armazenamento é de uma semana, ou seja uma rotação de fornecimento de três dias.A partir destes dados é fácil calcular-se o armazenamento mínimo de oxigénio a considerar no projecto.

EXEMPLO

Exemplo aplicado a uma clínica com 150 camas.

O consumo mensal de oxigénio pode ser estimado em:

150 × 8 Nm3 /mês = 1.200 Nm3 /mês

Considerando uma autonomia de 7 dias, o armazenamento é de:1W2//×u;/ = 2Š/ 68

Poderá adoptar-se uma solução formada por dois quadros de 20 garrafas cada, assegurando umarmazenamento total de:

2×20×7 = 280 Nm3.

Figura 2 - Armazenamento de oxigénio 2 × 2 quadros, 240 m3.Figura 3 -

10.1.2 IMPLANTAÇÃO DAS CENTRAIS As centrais deverão ser instaladas ao ar livre e um abrigo deverá proteger o quadro de comando e as válvulasde expansão.

O oxigénio é mais denso do que o ar, tem tendência em caso de fuga, a acumular-se nos pontos baixos. Adisposição do armazenamento deverá ser ao nível do solo ou mesmo sobrelevado e nunca num ponto baixo.

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Fotografia 1 Central de gases no pátio de uma unidade de cuidados de saúdeNunca deverá haver qualquer caleira, nem sifão de pavimento na zona de armazenamento. O pavimento seráem betão ou cimento, e eventualmente revestido por material cerâmico.

A utilização de asfalto para revestimento do solo é proibida, pois este material danifica-se sempre que ocorreum derrame de oxigénio líquido, devido à baixa temperatura que será atingida. Observa-se que a temperaturamuito baixa do oxigénio líquido fragiliza numerosos materiais.

Nota: O oxigénio é incombustível mas todos os corpos são combustíveis em presença de oxigénio.

Preferencialmente a central não será instalada junto a qualquer parede exterior do edifício, caso não sejapossível, o armazenamento deverá ficar completamente separado das outras zonas por uma parede contínua,formada por materiais incombustíveis.

Poderá ser comum a outros tipos de gases de acordo com o grupo da sua classe.

• Grupo 1

Engloba os gases inflamáveis tais como o acetileno, propano, butano, gás de cidade, metano, gás natural ehidrogénio.

• Grupo2

Formado pelos gases oxidantes, ar engarrafado, oxigénio e protóxido de azoto.

• Grupo 3

Dióxido de carbono, árgon, azoto e hélio.

• Grupo 4

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Vazio efectuado por bomba de vácuo e ar comprimido em compressores.

A compatibilidade dos gases na mesma central é a seguinte:

⇒ Grupo 1 e grupo 3

⇒ Grupo 2 e grupo 3

⇒ Grupo 3 e grupo 4

De acordo com a lei de compatibilidade apresentada, é permitido instalar na mesma central a produção deoxigénio de azoto e de CO2, mas é proibido agrupar a produção de oxigénio com uma central de vazio ouarmazenamento de propano.

O ar comprimido engarrafado poderá ser armazenado com qualquer outro tipo de gás.

Todos os grupos poderão ser armazenados em conjunto no mesmo edifício, com a condição de ficaremseparados por paredes divisórias contínuas construídas em materiais não combustível, do pavimento até aotecto.

Se o local de armazenamento de oxigénio for totalmente fechado deverá ser convenientemente ventilado, porintermédio de aberturas dispostas junto ao solo e junto ao tecto com uma secção unitária mínima de 200 cm3.Esta é uma solução menos satisfatória do que uma rede com um telheiro aligeirado.

Contudo para pequenos volumes de armazenamento, e sob determinadas condições, o armazenamento emabrigos facilmente acessíveis poderá ser admitido.

A temperatura ambiente do local não deverá ultrapassar 50º C. Poderá utilizar-se qualquer sistema paraaquecer as centrais, com a condição de que nenhum ponto do dispositivo em contacto com o ar no interior dolocal ultrapasse a temperatura de 225º C e que não haja qualquer contacto directo entre o aquecedor e as

garrafas.

Figura 4 - Implantação típica de uma sala de rampas de garrafasAs portas previstas para facilitar a manipulação das garrafas ou a recarga das centrais serão dotadas de um

sistema de fecho. Existirá uma saída de emergência, que permanecerá sempre acessível.

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Todas as portas terão abertura para o exterior e não deverá ser necessária a utilização de chave para seremabertas pelo interior.

As centrais não poderão ser estabelecidas próximo de linhas eléctricas de alta tensão e de transformadores

eléctricos de postos de transformação.Devem ficar afastadas mais de 3 m de qualquer armazenamento de óleo.

No caso do oxigénio deverão ter um volume mínimo de 10 m3 e a construção será em paredes maciças.

Cada central será identificada por painéis que conterão as seguintes inscrições:

<< Perigo oxigénio >>

<< Proibido fumar >>

<< Proibido fazer chamas vivas e produzir faíscas >>

<< Proibido manipular óleos e graxas >>

<< Não aproximar materiais combustíveis a menos de 5 metros >>

Na fachada da central haverá um extintor portátil de CO2.

NOTA: Nas zonas de anestesia, salas de recobro, unidades de cuidados intensivos, etc. locais em que osgases medicinais são indispensáveis, deverá existir uma fonte de socorro local.

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Figura 5 - Disposições típicas dos locais de rampas e de armazenamento de garrafas

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1 – Quadro de redução e inversão 2 – Régua de sinalização 3 – Liras de ligação

4 – Rampas colectivas 5 – Válvula de purga 6 – Flexível alta pressão

7 – Suportes murais 8 – Válvula de segurança 9 – Caixa de alarme

Figura 7 - Conjunto de redução e inversão

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Figura 8 - Esquema de princípio de uma central típica de oxigénio e respectiva ligação à redeNOTA: A instalação eléctrica e respectivo equipamento de iluminação interior das centrais deverão ser

anti-deflagrantes.

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Os fornecedores deverão localizar os pontos necessários para ligação eléctrica dos elementos dascentrais, em geral deve disponibilizar-se uma potência da ordem de 300 W, os terminais devem serconstituídos por caixas estanques.

Figura 9 - Armazenamento em rampas de garrafas

Figura 10 - Armazenamento em depósito

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Figura 13 - Esquema de redutor de pressão com válvula de segurançaNas unidades de cuidados especiais instala-se um manómetro a seguir à segunda válvula de redução depressão em que no quadrante estão marcados os valores de pressão mínima e máxima para alarme.

A válvula de segurança tem como função evacuar o gás da rede de distribuição quando a pressão máxima deserviço é ultrapassada. É dimensionada para que a pressão de jusante não ultrapasse 1,5 vezes a pressão deserviço nominal.

À entrada da rede primária será instalada uma válvula de corte geral.

As válvulas de segurança e as válvulas de seccionamento devem ser assinaladas, e ficar acessíveis em casode perigo, contudo deverão permanecer inacessíveis ao pessoal não qualificado para não ocorrerem falsasmanobras.

As válvulas de seccionamento ficarão instaladas de tal forma que não anulem o funcionamento das válvulasde segurança.

Alarmes

O local ou locais para accionamento dos sinais de alarme, deverá ser escolhido de forma a ficar asseguradauma vigilância permanente. Estes sinais deverão ser incluídos na GTC da unidade (Gestão técnicacentralizada) e repicados pelo menos para a sala de segurança.

Sinais de alarme de urgência deverão ficar também disponíveis nas salas de operações e em todas as salas de

cuidados intensivos, ou cuidados especiais tais como cardiovasculares recobro, etc.Nessas salas o corpo clínico deverá verificar sem se deslocar a pressão dos gases medicinais.

Todos os sistemas de alarme de urgência compreenderão um sinal acústico e um visual ou óptico. Esteúltimo só será desactivado quando a anomalia estiver corrigida.

Os sinais visuais deverão ser marcados conforme a norma NFC 74.010 que estabelece as condições desegurança do equipamento médico.

O captor de cada alarme deverá ser colocado de forma a assegurar uma vigilância permanente do bomfuncionamento das redes e das anomalias.

Os captores de pressão deverão ser colocados directamente nas canalizações que vigiam sem qualquerválvula de isolamento nem limitadores de débito.

Deverão ser previstos sistemas para ensaios de disparo dos alarmes acústicos e visuais.

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Os alarmes eléctricos serão alimentados pela rede eléctrica normal e socorrida, e deverão ser accionadossempre que ocorra uma anomalia na alimentação eléctrica, entre o captor e o indicador.

Alarme de controlo do funcionamento

Estes alarmes são em princípio visuais e deverão compreender as seguintes situações:⇒ Passagem da alimentação normal para a de reserva no caso das centrais automáticas, (alarme

acústico);

⇒ A necessidade da entrada em serviço da alimentação de reserva, nas centrais de câmbio manual;

⇒ Que o nível do líquido criogénico está reduzido a 30% da capacidade do reservatório (alarmeacústico);

⇒ Que o nível do líquido criogénico está reduzido a 50% da capacidade do reservatório (alarme visual).Alarmes de urgência

Todos os alarmes de urgência têm sinalização visual e sonora. Devem ser previstos para as seguintesocorrências:

⇒ Abaixamento da pressão na rede primária para um valor igual ou inferior a 30% da pressão nominalde serviço;

⇒ Aumento da pressão na rede primária em 25% do valor da pressão nominal de serviço;

⇒ Defeito de funcionamento de um misturador ou de um concentrador de oxigénio;

⇒ Abaixamento da pressão na rede secundária para um valor igual ou inferior a 20% da pressãonominal de serviço;

⇒ Aumento da pressão na rede secundária em 20% do valor da pressão nominal de serviço;

10.1.4 DESCRIÇÃO DAS REDES Redes primárias

A jusante da central a rede primária distribui o gás à pressão efectiva de 8 bar. Na ligação disposta noexterior entre a central e o edifício os tubos serão inseridos no interior de uma canalização de protecção,formada por tubos de betão ou qualquer outro material apropriado.

As passagens exteriores deverão ficar perfeitamente cadastradas em plantas com base digital e com cópias

em papel que deverão estar sempre disponíveis ao corpo técnico de exploração do estabelecimento de saúde.Não deverá ser instalada qualquer válvula num local inacessível, como por exemplo no interior de umacanalização de protecção.

Regra importante: as válvulas deverão ficar sempre acessíveis.

O estabelecimento da tubagem no interior de um vazio sanitário, mesmo ventilado é desaconselhada.

As passagens no tecto do corredor do piso térreo por exemplo são sempre preferíveis a uma instalação emcave mesmo que esta seja ventilada.

Se a instalação em caleira não puder ser evitada, as caleiras deverão ser visitáveis em todo o seu percurso e

deverão ser cheias com areia cirandada e lavada, com uma composição química não agressiva que servirápara impedir qualquer acumulação de gás em caso de fuga.

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A distribuição aos pisos será efectuada em caleiras verticais específicas para gases medicinais, a disposiçãodos tubos nas caleiras será efectuada de acordo com as compatibilizações referidas para os locais dearmazenagem.

As caleiras serão ventiladas, quer ao nível do tecto (superior) quer ao nível do pavimento (inferior), adescarga ou comunicação com vazios sanitários é desaconselhada, estas caleiras ficarão sinalizadas complacas em que haverá identificação dos fluidos aí distribuídos.

Na base das colunas montantes haverá válvulas de isolamento sem chave montada no veio da válvula, achave de manobra ficará guardada numa caixa embutida na parede na sua proximidade. A portinhola dacaixa terá um vidro para se quebrar em caso de necessidade.

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1 – Central 2 – rede primária 3 – rede secundária 4 – tomadas V – válvulas R – Redutor

Figura 14 - Esquema de princípio de uma instalação de distribuição de oxigénio medicinal

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V – válvula de isolamento R – Redutor de pressão

Figura 15 - Rede primáriaAs redes primárias assim como as redes secundárias serão formadas por tubos de cobre recozido especial,desengordurado em fábrica, o diâmetro mínimo admitido para as redes primárias é de 10 mm. Todas asuniões entre tubos serão efectuadas por abocardamento preenchido por soldadura capilar, brasagem a prata.Todas os ligadores utilizados e em particular as válvulas de isolamento serão do tipo especialmentedesengordurado.

Atenção: O oxigénio inflama-se espontaneamente em contacto com corpos gordurosos, de onde aimportância do desengorduramento do material.

As ligações entre as colunas montantes e os blocos redutores secundários dos andares, ficarão dispostas notecto das circulações, a implantação dos tubos no interior dos tectos falsos mesmo quando ventilados, édesaconselhada, apesar de tal prática colocar problemas de estética e colisões com os arquitectos.

Os suportes dos tubos terão obrigatoriamente do tipo junta tórica com elastómero intercalado entre abraçadeira e o tubo, com a finalidade de se evitar o ferimento da parede do tubo e assegurar-se o isolamentofónico da rede.

O espaçamento máximo a respeitar entre suportes é o indicado na tabela 1.

Tabela 1 - Espaçamento máximo entre suportes

Diâmetro do tuboEspaçamento máximo dos suportes

(m)

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(interior × exterior) mm Rede vertical Rede horizontal

8 × 10

10 × 121,2 1,0

10 × 12

14 × 161,8 1,2

16 × 18

a

14 × 16

2,4 1,8

34 × 36

a40 × 42

3,0 2,4

50 × 52 3,0 2,7

> 50 × 52 3,6 3,0

As canalizações ficarão marcadas com o nome do gás ou com o seu símbolo, a sua cor, o sentido deescoamento. Os caracteres utilizados para a marcação terão pelo menos 6 mm de altura.

As cores convencionais para os fluidos medicinais estão definidas pela norma NFX 08-100. Para o oxigénioé o amarelo alaranjado médio com um anel com a inscrição de oxigénio sobre fundo branco.

Figura 16 - Cor convencional de uma garrafa de oxigénioA identificação dos tubos será realizada junto às válvulas de isolamento, nas junções, nas mudanças dedirecção antes e depois de uma divisória, na proximidade das tomadas murais e nos troços rectos com umafrequência máxima de 10 m.

A marcação poderá ser efectuada em etiquetas anelares metálicas, material adesivo, por punção ou qualqueroutro meio durável. As palavras e os símbolos deverão estar dispostos paralelamente ao eixo longitudinal dostubos.

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Rede secundária

A rede secundária tem origem nos blocos de redução secundária, conduzindo o gás à pressão de distribuiçãodas tomadas, que é de 3,5 bar efectivos.

Os blocos de redução secundários asseguram um débito compreendido entre 20 a 30 Nm 3 /h e reduzem apressão primária de 8 bar para a pressão secundária 3,5 bar.

Figura 17 - Bloco de redução secundárioOs conjuntos redutor/regulador são instalados num pequeno armário de material plástico transparente comfechadura provida de chave e compreendem:

Uma válvula de isolamento provida de filtro e dispositivo de purga da rede secundária.

Um manómetro para indicação da pressão da rede primária.

Um redutor/regulador 8 bar para 3,5 bar ± 10%.

Um manómetro para indicação da pressão da rede secundária.

Uma tomada para ligação em caso de urgência de uma garrafa portátil.

Uma placa sinalética com a inscrição “OXIGÉNIO”.

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Fotografia 2 Caixas com blocos de redução secundários num bloco operatório

Estes conjuntos de regulação são colocados em gabinetes tais como recepções de piso, enfermarias, em quehaja a garantia da presença humana permanente.

Um conjunto regulador não poderá servir pisos diferentes.Um bloco de regulação poderá alimentar no máximo entre 30 e 40 tomadas dos serviços de medicina geral e12 a 15 tomadas dos serviços de reanimação.

Observa-se que em cada sala de operações há um bloco de redução dedicado.

É proibida a passagem de qualquer canalização no interior de um bloco operatório estranha a esse bloco.

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Figura 18 - Distribuição dos blocos de redução secundária

As redes secundárias serão da mesma natureza das redes primárias, ou seja formadas por tubos de cobrerecozido, desengordurados, e todas as ligações são soldadas por brasagem com liga de prata.

As canalizações embebidas nas paredes, apesar de autorizadas, deverão ser reduzidas ao mínimo,nomeadamente nas descidas para ligação às tomadas encastradas.

Nos quartos, uma solução estética consiste em prever-se numa faixa da parede a 1,4 m do solo, uma calha

designada por calha de cabeceira de leito em que estão agrupados vários fluidos, normalmente, oxigénio evácuo, assim como a cablagem eléctrica para alimentação da aparelhagem de iluminação e dos instrumentosmédicos. Para limitar as perturbações em caso de intervenção é desejável isolar o ramal de cada quarto ousala por uma válvula de corte, do tipo macho esférico com alavanca de manobra, esta válvula deverá estardentro de uma caixa com tampa de vidro, colocada a 1,5 m do pavimento, nas imediações do QE parcial. Asredes secundárias serão identificadas da mesma forma das redes primárias.

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Figura 19 - Redutores em blocos operatórios.

Figura 20 - Válvula de isolamento de macho esférico para oxigénioFigura 21 -

10.1.5 TOMADAS

DistribuiçãoO número de tomadas por local é em geral determinado pelo programa funcional da unidade hospitalar,contudo poderão estimar-se as quantidades que se passam a referir.

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Quartos de internamento

Quartos de uma cama: uma tomada.

Quartos de duas camas: Uma tomada em medicina e duas tomadas em cirurgia.

Quartos de quatro camas; Duas tomadas em medicina e quatro tomadas em cirurgia.

Quartos de recém-nascidos: Uma tomada.

Quartos de três camas de criança: Duas tomadas.

Quartos de cuidados intensivos: Uma tomada por cama.

Serviços

Salas de operações: duas tomadas.

Salas de cuidados intensivos, gessos, pensos, radioterapia, anestesias e urgências: Uma tomada por posto detrabalho.

Salas de berços: uma tomada por dois berços.Salas de reanimação ou de cuidados intensivos: duas tomadas por cama.

Salas de recobro: uma tomada por cama.

Salas de trabalho e de partos, camas estéreis de queimados: duas tomadas por leito.

Posicionamento das tomadasEm quarto de internamento: na calha da cabeceira da cama, a 1,4 m do pavimento.

No bloco operatório há quatro posições possíveis:

• Em caixa mural a 0,4 m do pavimento.

• Em caixa na base da mesa de operações.

• Suspensa do tecto por cima da mesa de operações.Neste último caso existem diversos mecanismos especiais para transportarem os gases medicinais e o vácuoaos pontos de utilização nas salas de operações. Apesar Nestes mecanismos são instaladas tomadas.

Figura 22 - Calha de cabeceira com tomadasBraço articulado mural

Mecanicamente este braço é muito simples e é relativamente fácil de manejar, pode alimentar os aparelhosnas duas extremidades da mesa de operações, quando está fixado sobre uma das paredes.

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Figura 23 - Braço articulado de paredeOs braços são dotados de batentes reguláveis, dispostos de maneira conveniente para evitarem-se colisõescom as paredes, as quais poderão danificar quer o braço quer as paredes.

Calhas de paredeCalhas técnicas modulares para recobro, urgência, reanimação, etc.

Constituídas basicamente por três elementos que podem funcionar de forma conjunta, separada ou

combinada.• canal para fornecimentos eléctricos para correntes fortes ou fracas.

• canal para fornecimento de gases medicinais.

• perfil técnico para acessórios.

Figura 24 - Calha de parede

Calhas suspensas do tecto

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Figura 26 - Braços articulados

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Fotografia 3 Braços articulados de tecto no interior de um bloco operatórioCalhas envolventes dos tectos de fluxo laminar

Geralmente rígidas podem disponibilizar as tomadas de fluidos medicinais e a aparelhagem de apoiocirúrgico, em toda a periferia da mesa de operações.

Figura 27 - Calha perímetral de uma sala de operações com tecto de fluxo laminar

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Fotografia 4 Calha perimetral no interior de um bloco operatório.Versões telescópicas

As versões telescópicas dos equipamentos anteriores, introduzem uma ligeira melhoria na comodidade deemprego, mas têm uma mecânica mais complexa.

Orifícios fixados à base da mesa de operações

São simples mas deverão ser munidos de protecções contra possíveis danos devido a choques e intrusão deágua durante as operações de lavagem dos pavimentos, as ligações flexíveis sob o pavimento ou em condutasrecobertas por tampas amovíveis, são inconvenientes, os orifícios posicionados a um nível baixo sãoincómodos, principalmente quando são necessárias frequentes manobras para ligar e desligar osequipamentos tais como nas cirurgias de curta duração. A desinfecção por esterilização das canalizações devácuo sob o pavimento é difícil pelo que não é recomendável.

Blocos de Tomadas

Os blocos de tomadas são embebidos no pavimento da sala de operações e são utilizados nos locais quedispõem de mesas de operações móveis, esta solução sofre dos inconvenientes anteriormente referidos e

representam riscos sérios para a equipa cirúrgica ou qualquer outro elemento que possa circular quando amesa esteja deslocada, esta solução também não é recomendável.

Vantagens, inconvenientes e cuidados a observar

Antes de se tomar a decisão pela adopção de equipamentos suspensos, é necessário verificar a possibilidadeda sua montagem numa posição tal permita disponibilizar o material anestésico em todas as condiçõesnormais de utilização.

Observa-se que os tubos flexíveis suspensos de um ponto móvel são susceptíveis de poluir o carro estéril dosinstrumentos cirúrgicos, pelo que deverá ser efectuada em permanência uma limpeza aturada. Certosanestesistas preferem não empregarem estes equipamentos mas trabalharem apenas com tomadas cujaposição foi por si determinada. Com o emprego de material suspenso de braços acresce o risco de

contaminação cruzada pelo pó, também os tubos e os cabos suspensos nos braços podem causar embaraços

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ao pessoal que opera na sala. Contudo, a maioria das equipas médicas são favoráveis a uma disposição comtomadas suspensas.

Todos os aparelhos dispostos a um nível elevado deverão garantir uma altura livre de 1,8 m acima do nível

do pavimento. Os braços retrácteis e os acessórios suspensos deverão observar esta altura livre na posiçãorecolhida.

As ligações não permanentes entre a canalização fixa e os tubos flexíveis dos braços, equipamentossuspensos e similares, deverão ser efectuados por intermédio de tomadas e fichas com ligações nãointermutáveis entre os diferentes gases, ou seja concebidas para se impedirem conexões erradas.

Figura 28 - Composição de uma tomada de fluidos medicinais

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Figura 29 - Fichas para conexão às tomadasOs tubos deverão possuir propriedades antiestáticas ou serem ligados electricamente à terra.

Quando as tomadas de parede são instaladas nas salas de operações, uma barra de protecção do tipotoalheiro, deverá ser fixada à parede a 15 cm do pavimento, atrás da qual os tubos flexíveis possammovimentar-se, esta barra deverá poder ser desmontada.

As tomadas obedecerão à norma NFS90-116 e não devem permitir a qualquer tipo de confusão entre osdiferentes gases.

Uma tomada 8×10 mm, possui uma válvula que interrompe automaticamente a saída do gás em caso de seremover a ficha da tomada. A tomada está inserida no interior de uma caixa com tampa, própria paramontagem encastrada nas paredes ou em calha de parede.

A tomada tem a cor convencional de acordo com o gás servido, as dimensões e as formas dos terminais dastomadas são específicas de cada gás, de tal forma que é impossível ligar-se a ficha prevista para ser utilizadocom um determinado gás numa tomada apropriada para outro tipo de gás. Na figura 18 está representadauma tomada própria para oxigénio.

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Figura 30 - Terminais de acordo com o tipo de gás

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Figura 31 - Disposição das tomadasAs tomadas são montadas em placas simples ou múltiplas em que o nome do gás é gravado.

A ordem recomendada para a disposição das tomadas nos suportes é a que se passa a descrever da esquerdapara a direita ou de cima para baixo, oxigénio, misturas, anidrido carbónico CO2, ar comprimido, azoto evácuo e protóxido de azoto. A tomada de oxigénio é sempre a que se encontra mais próximo da parede.

Fotografia 5 Pormenor das ligações às tomadas

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10.1.6 CÁLCULO

Introdução

Neste texto serão expostos dois métodos de cálculo com exemplos numéricos, e comparam-se os resultadostanto do ponto de vista dos caudais instantâneos como do ponto de vista das dimensões das canalizações.

Os dois métodos são o método francês e o britânico, em que os caudais e a simultaneidade de funcionamentoestão expostas no documento HEALTH TECHNICAL MEMORANDUM Nº 22.

Observa-se que o método anglo-saxão que se irá descrever é uma afinação do método puramente britânicoque preconiza redes de uma simples redução, contudo é interessante estudar esta variante, muito utilizada emunidades hospitalares do Médio Oriente.

GeneralidadesÉ de uso profissional por razões de simplicidade evidente, considerarem-se os caudais dos fluidos

compressíveis nas condições “standard”, a saber à pressão atmosférica, 1,013 bar e à temperatura de 20º C.Os caudais exprimem-se em metros cúbicos normais por hora Nm3 /h, apesar do metro cúbico normal,fisicamente representa um volume à pressão de uma atmosfera mas à temperatura de 0º C ou 273,15 K.

Nas condições de utilização de pressão e temperatura, os gases medicinais distribuídos nas unidadeshospitalares podem ser tratados como gases perfeitos.

Método Francês

Determinação dos caudais de cálculoOs débitos indicados na tabela 1 correspondem a uma tomada, são dados em litros por minuto e o coeficiente

de simultaneidade aplica-se a partir da segunda tomada, nenhum troço da rede poderá ter um caudal inferiorao preconizado para uma tomada.

Cálculo dos caudais instantâneosO caudal a considerar para o dimensionamento das redes primárias é o somatório dos caudais das redessecundárias das salas ou dos serviços.

Tabela 2 - Caudais brutos por tomada

Unidades e salas

CaudalLitros/

minutoqv

Coeficiente de

Simultaneidade

p

Observações

Camas de medicina geral 5 0,2Se as camas utilizarem uma unidade de

respiração, considerar como cama dereanimação

Camas em especialidadesmédicas 10 0,7

Camas de pediatria 10 0,6

Camas de reanimação,cuidados intensivos 120 1,0

Este caudal é máximo em função dos aparelhosutilizados, mas podemos basear o cálculo

com base num caudal médio de 30 l/min.

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Tabela 2 - Caudais brutos por tomada

Unidades e salas

CaudalLitros/ minuto

qv

Coeficiente de

Simultaneidade

p

Observações

Medicina néonatal 5 1,0

Operações 20 1,0

Salas de trabalho e departos 15 0,5

Salas de anestesia 40 0,7

Recobro 40 O,7

Urgências 40 0,5

Cuidados intensivos 10 0,2

Salas de observações 10 0,7

Gessos e pequenascirurgias 5 0,8

Quartos estéreis

(queimados)10 0,7

Poderá ser instalado um equipamento análogoao das camas de reanimação.

Terapêuticas respiratórias 10 0,2

radiologia 5 0,2

Exames complementares5 0,2

EXEMPLO 1

Três blocos operatórios.

2º bloco

1 tomada

1º bloco

3 tomadas

20

3º bloco

2 tomadas

20

20

406080120

Rede primária

Rede secundária

1 tomada = 20 l/min

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EXEMPLO 2

Uma sala de reanimação e duas salas de cuidados intensivos.

Estas salas são alimentadas pelo mesmo redutor secundário.

EXEMPLO 3

Um quarto de internamento com quatro camas especialidades médicas

EXEMPLO 4 - CASO GERAL

30 305

60

10

90180190

Cuidados intensivos de

medicina neonatal

2 tomadas de 5 l/min

Cuidados intensivos

3 tomadas de 30 l/min

Sala de reanimação

3 tomadas de 30 l/min

10

Por cada cama 1 tomada

1 tomada = 10 l/min142128

Para quatro camas (4 tomadas) Q = 10 l/min x 4 x 0,7 = 28 l/min

Quartos de internamento

100 camas – 50 tomadas

Quartos de internamento

200 camas – 100 tomadas

B A

Cuidados

Intensivos

4 tomadas

Exames

6 tomadas

4 salas de operações

16 tomadas

Sala de recobro

12 camas - 12 tomadas

C

DEFH

G

Quartos de internamento

10 camas – 10 tomadas

I

J

K

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Tabela 3 - Selecção rápida do diâmetro de tubos

Diâmetro

interior

∅ i (mm)

Caudal máximo de oxigénio Nm3 /h

Rede

Primária (Ps = 8 bar) Secundária (Ps = 3 bar)

Pabs = 9 bar Pabs = 4 bar

8 Não utilizado 10,7510 38,00 16,7512 55,00 24,2514 74,75 33,2516 97,75

18 123,7520 152,7526 258,0030 343,7340 611,0050 954,75

Nota: Para um determinado diâmetro, qualquer caudal com um valormesmo ligeiramente superior ao da tabela, escolhe-se o diâmetroimediatamente a seguir.

Para o caso geral seleccionam-se para os diferentes troços, os diâmetros da tabela inferior.

Troço CaudalDiâmetro

interior

Nm3/h mm

A 13,20 10

B 3,00 10

C 16,20 10

D 39,36 12

E 7,20 10

F 46,56 12

G 0,36 10

H 46,92 12

I 63,12 14

J 0,60 10

K 63,72 14

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Método Anglo-saxãoEste método caracteriza-se pela utilização de coeficientes de simultaneidade diversificados de acordo com onúmero de tomadas alimentadas, à semelhança do cálculo das redes de distribuição de água potável e gás.

O processo é ligeiramente mais fastidioso que o anterior e é necessário uma classificação prévia dos locais.

Cálculo dos caudais de baseOs caudais de base variam de acordo com a importância e a prioridade das salas e dos serviços alimentados.

As prioridades das salas estão distribuídas em quatro classes de acordo com a tabela 3.

Caudais de serviço

Determinam-se os caudais instantâneos e atribuem-se os coeficientes de simultaneidade de funcionamentopor serviço de acordo com a classe do local.

Tabela 4 - Classes de utilização dosserviços

ClasseServiços Caudal por tomada

Salas l/min

I

Operações

Anestesias

Angiografia 24

IIReanimação

Cuidados intensivos 20

III Recobro 18

IV

Tratamentos

Exames

Preparação de doentes

Urgências

Laboratórios

Berçário

Quartos de internamento

Gessos

Radiologia

Partos

18

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Classe I

Para os locais da classe I formados pelos blocos operatórios, deve-se prever um caudal de consumoinstantâneo de 50 l/minuto, independentemente do número de tomadas.

Para vários blocos operatórios, considera-se 50 l/minuto para o bloco mais afastado e acrescenta-se 30l/minuto para o primeiro bloco suplementar e 20 l/minuto para cada um dos demais blocos.

Classe II

Para estes locais considerar-se-á um coeficiente de simultaneidade de 1 para qualquer número de tomadas.

Classe III

Os coeficientes de simultaneidade diferem de acordo com o número de camas, considerando-se um consumode 18 l/minuto por cama.

• De 1 a 8 camasAtribui-se um coeficiente de simultaneidade unitário (1).

Por exemplo para 8 camas o caudal de dimensionamento é de:

18 l/minuto × 8 × 1 = 144 l/minuto.

• Entre 9 e 12 camas.

A partir da nona cama considera-se um coeficiente de simultaneidade de 0,6 até à 12º.

2º bloco

1 tomada

1º bloco

3 tomadas

24

3º bloco

2 tomadas

24

24

505080100

Rede primária

Rede secundária

1 tomada = 24 l/min

60

40

20 2020

40

40

60120160

Cuidados intensivos demedicina, recém-nascidos

2 tomadas

Cuidados intensivos

3 tomadas de 20 l/min

Sala de reanimação

3 tomadas de 20 l/min

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Assim para 12 camas calcula-se:

144 l/min + 4×18l/min×0,6 = 187,2 l/min

• Mais de 12 camas

Coeficiente 1 para as oito primeiras camas e coeficiente 0,45 para as camas suplementares.Para uma sala de recobro com 14 camas, por exemplo, temos um caudal de cálculo de:

18 l/min×8×1,0 + 6×18 l/min×0,45 = 192 l/min

Locais da Classe IV

Considera-se um caudal de 18 l/min para a tomada mais afastada e 6 l/minuto para as tomadas seguintes comum coeficiente de 0,25. Para um quarto de internamento com quatro camas temos:

Caudais de redes que alimentam diversos locais

Determinemos agora os caudais instantâneos e os coeficientes de simultaneidade de funcionamento das redesprincipais que reagrupam vários serviços.

Os caudais instantâneos das redes principais determinam-se pelo somatório dos caudais instantâneos dosdiferentes serviços como calculados anteriormente adicionados dos caudais necessários para os quartos.

O caudal dos quartos é determinado em função do número total de camas calculado com o coeficiente de

simultaneidade da curva representada na figura 21.EXEMPLO

Retomemos o exemplo geral desenvolvido para o método francês, a que corresponde a respectiva figura.

Figura 32 - Curva de coeficientes de simultaneidade para quartos de internamento

18

Por cada cama 1 tomada

1 tomada = 18 l/min19,52122,5Para quatro camas (4 tomadas)

Q = 18 l/min + 3 × 6 l/min × 0,25 = 22,5 l/min

6 66

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Troço Serviços Classe do local Cálculos l/minCaudal

l/min

A Quartos de internamento200 camas da classe IV Curva de simultaneidade 190 190

BQuartos de internamento100 camas da classe IV Curva de simultaneidade 140 140

C 300 camas da classe IV Curva de simultaneidade 210 210

D4 salas de operações classe I 50 + 30 + 2 × 20 = 120

salas de recobro 12 camas classe III 144 + 4×18 × 0,6 = 187 307

E Cuidados intensivos 4 tomadas classe II 4×20 × 1,0 = 80 80

F D + E 307 + 80 = 387 387

G Salas de exames 6 tomadas classe IV 18 + 6×5 × 0,25 = 25,5 25H G + F 387 + 25 = 412 412I C + H 210 + 412 = 622 622

JQuartos de internamento

10 camas de medicina geral 10 tomadas classe IV 18 + 6 × 9 × 0,25 = 31,5 31

K

310 quartos de internamento Curva de simultaneidade 215

Quatro salas de operações 120

12 camas de recobro 187

4 tomadas de cuidados intensivos 80

Salas de observações 25 627

Determinação dos diâmetros da canalizaçãoA fórmula de cálculo tem por base a equação d´Aubery que se escreve como:Ì − ¶ = J4$1uŠ3Ãl$Km.

PA – pressão absoluta do gás à entrada.

PB – pressão absoluta do gás à saída.

Q – caudal do fluido em circulação Nm3 /h

D – diâmetro da canalização em mm

L – comprimento em m

Considerando as baixas perdas de pressão admissíveis para as redes de distribuição de gases medicinais e oempirismo deste método, nomeadamente para a determinação dos consumos de gás, é possível simplificar aequação, para se elaborar um ábaco de fácil aplicação.

Simplificação:

Ì − ¶ = 'Ì + ¶('Ì − ¶(

Como a diferença admissível entre PA e PB é muito pequena poderemos considerar PA = PB

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E pode reescrever-se: Ì − ¶ = 2Ì'Ì − ¶( e

Ì − ¶ = Ï = ;2$/ŠÐ3Ãl$Km.ÌÃK

Com: J – perda de carga total em bar entre A e B.

PA = PE + 1

PE = pressão relativa de entrada em bar

A perda de carga linear j=J/L em mbar/m poderá ser calculada por:

Ñ = ;2$/ŠÐ × 1/3 × Ãl$Km

'Ò + 1(

Pode explicitar-se a equação em função do diâmetro do tubo:

= 1/ /$2223 Ñ'Ò + 1(žp$Ko

Com: j – perda de carga linear em mbar/m.

Q – Caudal em Nm3 /h

D – diâmetro em mm

PE = pressão relativa à entrada em bar

A equação simplificada permite construir ábacos de cálculo como o incluído neste documento.

Exemplo de aplicação

Determinar o diâmetro de um tubo para escoar um caudal de 20 Nm3 /h de gás à pressão de 8 bar com umaperda de carga limitada a 3 mbar/m.

Tem-se: = 1/ × p$×p„×'e³K( –p$Ko = 12$% 88

Escolhe-se um tubo 14 × 16 mm.

Pressão de distribuição

A pressão de distribuição é em bar relativos

Rede primária: 8,0 bar

Rede secundária: 3,5 bar

Perda de carga admissível

Rede primária

A perda de carga total máxima admissível J desde a central de produção até ao bloco de redução maisdesfavorável está limitada a 10% da pressão de distribuição ou seja 800 mbar.

a

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Rede secundária

A perda de carga total máxima admissível J desde o bloco de redução até à tomada mais desfavoráveltambém está limitada a 10% da pressão de distribuição ou seja 350 mbar.

Perda de carga linear

A perda de carga linear j, exprime-se em mbar/m, e obtém-se por:

Ñ = Ï!"8A>08wB" #0jCFwB " B>"Ó" 8 8

O comprimento equivalente do troço, é igual ao comprimento real da canalização, aumentado de um valorestimado de 0,60 m por acidente de percurso, tal como válvulas, tês, curvas, etc.

Utilização do ábaco de perdas de carga

O ábaco é válido quer para as redes primárias, quer para as secundárias.

A determinação do diâmetro interior dos tubos é efectuada com auxílio do ábaco em função dos parâmetros:⇒ Perda de carga linear admissível para o troço.⇒ Pressão de serviço da rede em bar ( 8 bar para a rede primária e 3,5 bar para a rede secundária)⇒ Caudal do fluido no troço em Nm3 /h

EXEMPLO

Dimensionar um troço de uma rede primária com uma pressão efectiva de 8 bar e um caudal de 10 Nm 3 /h, aperda de carga linear admissível é de 1 mbar/m.

Pela evolução representada sobre o gráfico determina-se um diâmetro de 12 mm ou seja o tubo de cobre ∅ 12× 14 mm.

Caso geral

Se considerarmos o esquema geral da instalação anterior e considerando no cálculo as perdas de cargaadmissíveis e os comprimentos equivalentes dos troços que se passam a referir, que incluem os acidentes depercurso.

Troço AK em que Leq = 400 m Ñ = Š// 8ÔC>4// 8 = 2 8ÔC>78

Toço DK com Leq = 200 m

Ñ = Š// 8ÔC>2// 8 = 4 8ÔC>78 Toço JK com Leq = 50 m Ñ = Š// 8ÔC>%/ 8 = 1J 8ÔC>78

Com base nas perdas de carga admissíveis, determinam-se a partir do ábaco o diâmetro de cada troço.

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TroçoCaudal Perda de carga linear Diâmetro interior

Nm3 /h mbar/m mm

A 11,40 2 12

B 8,40 2 10

C 12,60 2 12

D 18,42 4 14

E 4,80 ≈ 4 10

F 23,22 4 12

G 1,50 ≈ 4 10

H 24,72 4 14

I 37,32 2 16

J 1,86 16 10

K 37,62 2 16

Comparação entre os dois métodos e comentários

No que diz respeito aos caudais, observa-se que o método francês conduz aos maiores valores (troço K nométodo francês tem um caudal de cálculo de 63,72 Nm3 /h e no método anglo-saxão é de apenas 37,62Nm3 /h).

Os diâmetros das canalizações são sensivelmente iguais nos dois métodos, sendo o método anglo-saxão oque conduz a uns diâmetros ligeiramente superiores junto à central (no troço K o diâmetro interiordeterminado pelo método francês é de 14 mm e no método anglo-saxão ∅ 16 mm). Isto deve-se

provavelmente ao facto de ser uma rede com uma extensão apreciável, e o método francês não considera asperdas de carga mas sim apenas uma velocidade de escoamento de 15 m/s.

Como conclusão pode-se afirmar que no caso das redes de oxigénio os dois métodos, conduzem a instalaçõessemelhantes.

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Ábaco de cálculo das canalizações de gases medicinais (oxigénio, azoto, protóxido e ar comprimidomedicinal).

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10.2. AZOTO

10.2.1 CARACTERÍSTICAS QUIMICAS O azoto é um elemento químico com símbolo N, número atómico 7 e número de massa 14. Nas condiçõesambientais (25º C, 1 atm) encontra-se na fase gasosa, na sua forma molecular biatómica N2 e forma 78% doar atmosférico, o mais abundante na natureza. Foi descoberto formalmente por Daniel Rutherford em 1772.

É um gás inerte, incolor, inodoro e insípido, não participa nem na combustão nem na respiração. Liquefaz-seà temperatura aproximada de -196º C (77 K) e solidifica-se a aproximadamente -210º C (63 K).

É obtido para fins industriais pela destilação do ar líquido.

É mais leve que o ar, sendo a sua densidade de 1,2506 kg/m3.

A muito baixas temperaturas o azoto torna frágeis todos os materiais com os quais entra em contacto, assimcomo provoca queimaduras na pele.

AplicaçãoO azoto gasoso é utilizado para assistir á respiração, associado com o oxigénio, se toma o lugar do oxigéniono ar, torna-se perigoso porque não serve de suporte á vida. Serve igualmente como fluido motor para ofuncionamento de determinados aparelhos cirúrgicos.

O azoto líquido a muito baixa temperatura (-196º C á pressão atmosférica) é empregue em criocirurgia,dermatologia, estomatologia e ginecologia. Também tem aplicação em refrigeração e sobrecongelação dealimentos.

ConsumoA utilização do azoto em meios hospitalares é pontual, não se dispõe de dados estatísticos que permita umcálculo preciso das necessidades de armazenagem.

ArmazenagemNormalmente utilizam-se centrais de 2 × 2 garrafas de 20 litros de preferência, a que corresponde um volumede gás à pressão atmosférica da ordem de 2 × 4 m3, no caso das garrafas de 50 l este volume corresponde a10 m3.

Observa-se que para o azoto também existem evaporadores com o mesmo princípio de funcionamento dosutilizados na preparação do oxigénio. Contudo, devido aos reduzidos consumos de azoto em geral no meiodas unidades de cuidados de saúde eles têm pouca aplicação. O evaporador de azoto quando existe poderá

ser implantado junto ao de oxigénio.O azoto é por excelência um gás neutro, pelo que não possui qualquer incompatibilidade de proximidade. Ascondições de disposição da sua área de armazenagem, obedecem às referidas para o caso do oxigénio.

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Se no local existirem outros gases tais como o oxigénio ou o protóxido de azoto, a instalação eléctrica serádo tipo antideflagrante.

Devido ao reduzido perigo que oferece o azoto, é possível para suprir necessidades pontuais, instalar uma

minicentral com 2 garrafas, uma de serviço e a outra de reserva, num armário ou no interior da caleiravertical do piso. O local deverá ser ventilado e identificado.

10.2.3 CONSTITUIÇÃO DAS CENTRAIS

Elementos fundamentaisComo para os outros gases medicinais, uma central de distribuição automática de azoto compõe-se de umafonte de serviço e uma de reserva, com passagem de uma para a outra por intermédio de um inversorautomático.

Figura 32 - Central automática de distribuição de azoto, esquema de princípio.A central engloba os seguintes elementos:

Um quadro de comando de pequeno débito 25 Nm3 /h compreendendo:

⇒ Duas válvulas de redução de alta pressão.

⇒ Dois manómetros de alta pressão.

⇒ Um manómetro de baixa pressão.

⇒ Uma válvula de segurança calibrada para 12 bar, ligada a um colector em cobre, para evacuação do

gás para o exterior.

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⇒ Um pressostato munido de um dispositivo de sinalização de esvaziamento da rampa que se encontra

em serviço, esta sinalização deverá ser enviada aos serviços técnicos do estabelecimento de saúde.

⇒ Duas válvulas de isolamento do colector de alta pressão.

⇒ Uma alavanca de rearme manual.

Duas liras em cobre de alta pressão estabelecidas entre os dois colectores de garrafas e o quadro deredução de pressão.

Dois colectores de alta pressão em cobre munidos de uma válvula de purga com descarga para o exteriorem cada extremidade, e de uma válvula de anti-retorno na ligação a cada garrafa, para evitar oesvaziamento para uma garrafa não estanque.

Uma lira flexível para ligação de cada garrafa ao respectivo colector de alta pressão.

Suportes murais para fixação das garrafas de cada rampa, dotados de corrente de segurança.

Um redutor com manómetro para regulação da pressão da rede primária geralmente 8 bar.

Um conjunto geral de válvula de isolamento, válvula de segurança e tomada de socorro para ligação deuma garrafa volante.

Um painel com as informações de segurança da central.

10.2.4 DESCRIÇÃO DAS REDES

Rede primáriaA rede primária estende-se entre a central de distribuição de azoto e os blocos de redução secundária,localizados no interior dos blocos operatórios. Na rede primária o gás é distribuído à pressão efectiva de 8bar.

É possível que esta rede seja de reduzida extensão, no caso de se utilizarem mini centrais estabelecidaspontualmente.

No caso de uma distribuição para vários edifícios, ou a um grande número de salas de operações dispostasem diferentes pisos de um mesmo edifício, o estabelecimento da rede primária obedecerá ás regras jáenunciadas para o caso do oxigénio.

As ligações estabelecidas no exterior, entre a central e os edifícios, serão dispostas no interior decanalizações de protecção, formadas por tubos de betão, aço protegido contra a corrosão, ou qualquer outromaterial apropriado. O percurso deverá ficar perfeitamente cadastrado em plantas com base digital, comcópia em papel que deverá estar sempre disponível ao corpo técnico da unidade pela administração doestabelecimento de saúde.

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Figura 33 - Esquema de princípio de uma instalação de distribuição de azoto medicinalA implantação da canalização num vazio sanitário, mesmo ventilado é desaconselhada. O seuencaminhamento em subsolo francamente ventilado, ou ainda melhor no tecto do piso térreo, é claramentepreferível.

Na fachada de cada edifício, deverá ser instalada uma válvula de corte de fecho rápido, ¼ de volta, nointerior de uma caixa metálica com chave e vidro para quebrar em caso de urgência, esta caixa deverá estaridentificada com a menção AZOTO.

Na base das colunas montantes, serão instaladas válvulas de isolamento no interior de caixas embebidas naalvenaria, com fechadura, em que as chaves ficarão depositadas em caixas metálicas também embebidas naalvenaria próximo das válvulas, com portinholas dotadas de vidros para quebrar em caso de urgência. Asválvulas deverão ficar posicionadas à altura de um homem.

A implantação das válvulas em locais privativos tais como caves, interior de caleiras verticais não acessíveis,locais de armazenagem fechados em permanência, não é admissível. Não será instalada qualquer válvulanum local inacessível.

Regra importante: as válvulas deverão ficar sempre acessíveis.

No cadastro da rede deverá constar a posição das válvulas.

As passagens obrigatórias em caleiras de pavimento seguirão as regras enunciadas para o caso do oxigénio.

A travessia de locais que apresentem riscos particulares de incêndio é proibida.

As colunas montantes serão estabelecidas nas caleiras verticais específicas para gases medicinais, adisposição dos tubos nas caleiras será efectuada de acordo com as compatibilizações descritas para os locais

de armazenagem.

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As caleiras serão ventiladas, quer ao nível do tecto (superior) quer ao nível do pavimento (inferior), adescarga ou comunicação com vazios sanitários é desaconselhada, estas caleiras ficarão sinalizadas complacas em que haverá identificação dos fluidos aí distribuídos.

As travessias de pavimentos e paredes serão efectuadas em forra de cobre.Observa-se que as caleiras verticais, não servirão de depósitos de materiais de limpeza ou quaisquer outros.

As redes primárias assim como as redes secundárias serão formadas por tubos de cobre recozido especial,desengordurado em fábrica, o diâmetro mínimo admitido para as redes primárias é de 10 mm . Todas asuniões entre tubos serão efectuadas por encaixe preenchido por soldadura capilar, por brasagem a prata.Todos os ligadores utilizados e em particular as válvulas de isolamento serão do tipo especialmentedesengordurado.

As válvulas serão do tipo macho esférico, com extremidades próprias para soldadura de encaixe.

As ligações entre as colunas montantes e os blocos redutores secundários localizados nas salas de operações,ficarão dispostas no tecto das circulações, a implantação dos tubos de azoto no interior dos tectos falsos

quando ventilados, é tolerada.Se houver outros locais para além das salas de operações em que é necessária a alimentação com azoto,deve-se prever junto às caixas de oxigénio e protóxido de azoto, uma caixa com um bloco de reduçãosecundária. Estas caixas ficarão localizadas junto à portaria do andar.

Os suportes dos tubos serão obrigatoriamente do tipo junta tórica com elastómero intercalado entre abraçadeira e o tubo, com a finalidade de se evitar o ferimento da parede do tubo e assegurar-se o isolamentofónico da rede.

O espaçamento máximo a respeitar entre suportes é o já indicado para o caso do oxigénio.

As canalizações ficarão marcadas com o nome do gás ou com o seu símbolo, a sua cor, o sentido deescoamento. Os caracteres utilizados para a marcação terão pelo menos 6 mm de altura.

As cores convencionais para os fluidos medicinais estão definidas pela norma NFX 08-100. Para o azoto é oamarelo alaranjado médio com um anel negro com a menção AZOTO.

Figura 34 - Cor convencional de uma garrafa de azotoA identificação dos tubos será realizada junto às válvulas de isolamento, nas junções, nas mudanças dedirecção antes e depois de uma divisória, na proximidade das tomadas murais e nos troços rectos com umafrequência máxima de 10 m.

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A marcação poderá ser efectuada em etiquetas anelares metálicas, material adesivo, por punção ou qualqueroutro meio durável. As palavras e os símbolos deverão estar dispostos paralelamente ao eixo longitudinal dostubos.

Rede secundáriaA rede secundária tem origem nos blocos de redução secundária, conduzindo o gás à pressão de distribuiçãodas tomadas, que é de 3,5 bar efectivos.

Estes blocos ficarão no interior das salas de operações, e para outras utilizações que não as cirúrgicas, serãocolocados nos gabinetes das enfermeiras. Nas salas de operações um redutor suplementar reduzirá a pressãode 3,5 bar para 300 mbar, para utilização nos bisturis eléctricos. O redutor complementar permitirá umaregulação da pressão de trabalho entre 0 e 300 mbar.

Poderá ser necessário, de acordo com o programa médico, dispor no bloco operatório de um segundo redutorpara uma pressão de serviço compreendida entre 6 e 7 bar, para alimentação dos instrumentos de corte e detrepanar.

Os blocos de redução 8 ⇒ 3,5 bar são idênticos aos utilizados nas redes de oxigénio e de protóxido de azoto,eles são inseridos num cofre de plástico transparente com fechadura provida de chave e compreendem osseguintes elementos:

Uma válvula de isolamento provida de filtro e com dispositivo de purga da rede secundária.

Um manómetro para controlo da pressão da rede primária.

Um redutor/regulador 8 bar para 3,5 bar ± 10%.

Um manómetro para controlo da pressão da rede secundária.

Uma tomada permitindo a ligação em caso de urgência de uma garrafa portátil.

Uma placa sinalética com a menção de AZOTO.

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Figura 35 - Esquema de princípio de uma rede de distribuição de azoto

Cada sala de operações possuirá um ou dois blocos de redução que lhe são próprios, um redutor não poderáservir diferentes blocos operatórios.

Eventualmente, quando o programa médico considera o fornecimento de azoto a outros locais para além dassalas de operações, o programa deverá precisar os consumos e as pressões de serviço para cada um desseslocais. De uma forma preliminar, poderá considerar-se que um redutor secundário poderá alimentar até vintetomadas

Um conjunto regulador não poderá servir locais colocados em pisos diferentes, nestes casos deverá serprevisto um redutor por piso, mesmos que as necessidades de determinados pisos sejam mínimas.

Certos modelos de manómetros dos redutores, possuem dois contactos eléctricos livres de potencial, quedefinem o campo de pressões de operação normal, a ultrapassagem dos limites accionam um alarme de

segurança.As redes secundárias serão da mesma natureza das redes primárias, ou seja construídas em tubo de cobrerecozido, desengordurado, e ligações soldadas por brasagem com liga de prata. O diâmetro interior mínimo éde 8 mm.

As canalizações embebidas nas paredes, apesar de autorizadas, deverão ser reduzidas ao mínimo, a saber asdescidas para ligação às tomadas encastradas.

As redes secundárias serão identificadas da mesma forma das redes primárias.

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10.2.5 TOMADAS Distribuição

O número de tomadas por local é em geral determinado pelo programa médico, contudo poderão estimar-sepelas quantidades que se passam a referir.

Salas de operações assépticas

Uma tomada de 7 bar.

Uma tomada de 300 mbar.

Salas de operações cardiovasculares

Uma tomada de 7 bar.

Uma tomada de 300 mbar.

Salas de anestesia

Uma tomada por marquesa.

Laboratórios de bioquímica

Uma tomada

Posicionamento das tomadas

Salas de anestesia e outras

Sobre a testa da cama, a 1,4 m do pavimento.

Figura 36 - Calha de cabeceiraBlocos operatórios

Nos blocos operatórios há quatro posições possíveis:

• Em caixa de pavimento, junto à mesa de operações.

• Em caixa mural a 0,4 m do pavimento.

• Em caixa na base da mesa de operações.

• Suspensa do tecto por cima da mesa de operações.

Laboratórios

Sobre as bancadas.

Descrição

As tomadas obedecerão à norma NFS90-116 e não devem permitir qualquer tipo de confusão com outro tipode gás.

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Uma tomada 8 × 10 mm, possui uma válvula que interrompe automaticamente a saída do gás em caso de seremover a ficha da tomada está inserida no interior de uma tampa caixa com tampa, própria para montagemencastrada nas paredes.

A tomada tem a cor convencional para o azoto, as cotas e a forma das tomadas são específicas para o azoto,de tal forma que é impossível ligar material previsto para ser utilizado com outro tipo de gás numa tomada

concebida para azoto.

Figura 37 - Tomada de azoto

As tomadas são montadas em placas simples ou múltiplas em que o nome do gás é gravado.A ordem recomendada para a disposição das tomadas nos suportes é a que se passa a descrever da esquerdapara a direita ou de cima para baixo, oxigénio, protóxido de azoto, misturas, anidrido carbónico CO2, arcomprimido, azoto e vácuo

10.2.6 CÁLCULO Introdução

Como no caso do oxigénio, serão expostos dois métodos de cálculo, com exemplos numéricos e comparar os

resultados tanto do ponto de vista dos caudais instantâneos como do ponto de vista das dimensões dascanalizações.

Os dois métodos são o método francês e o britânico, em que os caudais e a simultaneidade de funcionamentoestão expostas no documento HEALTH TECHNICAL MEMORANDUM Nº 22.

Método Francês

Determinação dos caudais de cálculoO azoto é um dos gases menos utilizados no meio dos estabelecimentos de cuidados de saúde e a suadistribuição é pontual. Os caudais que se passam a indicar são meras referências que poderão considerar-se

insuficientes em alguns casos particulares.

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Considerando o reduzido número de pontos de consumo, é sempre necessário conhecer o tipo de materialutilizado no bloco operatório, e a partir das características técnicas do equipamento aí será instalado,determinarem-se os consumos e as respectivas pressões de serviço.

Neste documento consideraremos de acordo com a experiência acumulada, um débito de 0,5 Nm

3

/h e ocoeficiente de simultaneidade de 1, independentemente do número de tomadas.

Figura 38 - Exemplo da determinação dos débitos pelo método francêsExemplo de cálculo

Tabela 5 - Distribuição de caudais método francêsTroço Serviços Débito (l/min.)

A alas de operações, 8 tomadas 8,5 l/min × 8 = 68

B la de anestesias 8 tomadas 8,5 l/min × 8 = 68

C A + B 68 + 68 = 136

D aboratórios, 8 tomadas 8,5 l/min × 8 = 68

E C + D 68 + 136 = 204

Com base na fórmula apresentada no estudo da rede de oxigénio, que tem por base a velocidade deescoamento máxima de 15 m/s, constrói-se a tabela 2.

Tabela 6 - Selecção rápida do diâmetro de tubosDiâmetro

interior

Caudal máximo de oxigénio Nm3 /h

Rede

4 salas de operações

4 tomadas 300 mbar

4 tomadas a 7 bar 2 laboratórios

8 tomadas

B

A

CD

E

Salas de anestesia

8 camas – 8 tomadas

1 tomada = 8,5 l/min

8,51725,534

Figura \ - "aso geral de c%lculo

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Tabela 6 - Selecção rápida do diâmetro de tubos∅ i (mm)

Primária (Ps = 8 bar)

Pabs = 9 bar

Secundária

(Ps = 3 bar) (Ps = 300 mbar)

Pabs = 4 bar Pabs = 1,3 bar

8 Não utilizado 10,75 3,510 38,00 16,75 5,512 55,00 24,25 8,014 74,75 33,25 10,816 97,75 43,4 14,118 123,7520 152,7526 258,00

30 343,7340 611,0050 954,75

Nota: Para um determinado diâmetro, qualquer caudal com um valor mesmo ligeiramentesuperior ao da tabela, escolhe-se o diâmetro imediatamente a seguir.

A partir da tabela 6 seleccionam-se os diâmetros para os diferentes troços, como apresentados na tabela 7.

Tabela 7 - Diâmetros dos troços

Troço CaudalDiâmetro

interior

Nm3/h mm

A 4,08 10

B 4,08 10

C 8,16 10

D 4,08 10

E 12,24 10

Método Anglo-saxãoEste método classifica os locais em dois tipos descritos na tabela 8, os caudais apresentados referem-se ápressão e temperaturas ambientes, expressos em Nm3 /h ou Nl/min.

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Tabela 8 - Classificação das salas

ClasseLocal Caudal por tomada

Salas l/min

IOperações

Anestesias 8

II Laboratórios 8

Caudais de serviçoDeterminam-se os caudais instantâneos e atribuem-se os coeficientes de simultaneidade de funcionamentopor serviço de acordo com a classe do local.

Classe I

Para os locais da classe I considera-se a utilização em simultâneo de todas as tomadas com um coeficiente desimultaneidade de 1.

Classe II

Para estes locais considerar-se-á um débito de 8 l/min para a tomada mais afastada, e as tomadas seguintessão afectadas de um coeficiente de simultaneidade de 0,5.

Caso geral

Distribuição de caudais

Retomemos o exemplo geral desenvolvido para o método Francês, a que corresponde figura 8, a quecorresponde a distribuição de caudais da tabela 9.

Tabela 9 - Distribuição de caudais método anglo saxãoTroço Serviços Débito (l/min.)

A alas de operações, 8 tomadas 8 l/min × 8 = 64

B la de anestesias 8 tomadas 8 l/min × 8 = 64

C A + B 64 + 64 = 128

D aboratórios, 8 tomadas (8×7×0,5 + 8) l/min = 36

E C + D 36 + 128 = 164

Diâmetro dos tubos

Os diâmetros das canalizações são determinados de acordo com a equação d´Aubery simplificada erespectivo ábaco, ver redes de oxigénio.

88 8 81 tomada = 8,0 l/min

8,012,016,020,0

Figura Q* - 01emplo da determinação dos d:bitos para uma laborat<rio pelo

m:todo anglo sa1ão

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Pressões de distribuição

Rede primária: 8,0 bar

Rede secundária: 7,0 bar

3,5 bar

350 mbar

Perda de carga admissívelRede primária

A perda de carga total máxima admissível J desde a central de produção até ao bloco de redução maisdesfavorável está limitada a 10% da pressão de distribuição ou seja 800 mbar.

Rede secundária

A perda de carga total máxima admissível J desde o bloco de redução até à tomada mais desfavoráveltambém está limitada a 10% da pressão de distribuição para os circuitos à pressão se 7 bar e 3,5 bar ou seja700 mbar e 350 mbar respectivamente, e de 5% paras os circuitos à pressão de 300 mbar ou seja 15 mbar.

Perda de carga linear

A perda de carga linear j, exprime-se em mbar/m, e obtém-se por:

Ñ = Ï!"8A>08wB" #0jCFwB " B>"Ó" 8 8

O comprimento equivalente do troço, é igual ao comprimento real da canalização, aumentado de um valorestimado de 0,60 m por acidente de percurso, tal como válvulas, tês, curvas, etc.

Utilização do ábaco de perdas de carga

O ábaco é válido quer para as redes primárias, quer para as secundárias.

A determinação do diâmetro interior dos tubos é efectuada com auxílio do ábaco em função dos parâmetros:

⇒ Perda de carga linear admissível para o troço.

⇒ Pressão de serviço da rede em bar

⇒ Caudal do fluido no troço em Nm3 /h

Se considerarmos o esquema geral da instalação e considerando no cálculo as perdas de carga admissíveis eos comprimentos equivalentes dos troços que se passam a referir, que incluem os acidentes de percurso.

Troço AE e BE em que Leq = 100 m Ñ = Š// 8ÔC>1// 8 = Š 8ÔC>78

Toço DE com Leq = 50 m Ñ = Š// 8ÔC>%/ 8 = 1J 8ÔC>78

Com base nas perdas de carga admissíveis, determinam-se a partir do ábaco o diâmetro de cada troço natabela 10.

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Tabela 10 - Diâmetro

TroçoCaudal Perda de carga linear Diâmetro interior

Nm3 /h mbar/m mm

A 3,84 8 10B 3,84 8 10

C 7,68 8 10

D 2,16 16 10

E 9,84 8 10

Comparação entre os dois métodos e comentáriosNo que diz respeito aos caudais, observa-se que o método francês conduz aos maiores valores.

Observamos que os caudais adoptados neste estudo são valores convenientes para um ante-projecto, estesvalores deverão ser corrigidos no projecto de execução.

Devido aos reduzidos consumos de azoto no meio hospitalar, os resultados são semelhantes nos doismétodos.

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10.3. PROTÓXIDO DE AZOTO

10.3.1 CARACTERÍSTICAS QUÍMICAS O Protóxido de Azoto é um gás incolor, de odor e sabor um pouco doce, com propriedades narcóticas. Não éinflamável nem tóxico e não provoca corrosão. É um gás que pelas suas propriedades oxidantes favorece emantém a combustão.

Símbolo químico: N2O

Massa molar: 44,01 g/mol

Ponto triplo: Temperatura: 182,3 K (- 90,9ºC)

Pressão: 878 mbar

Calor latente de fusão: 148,6 kJ/kg

Ponto de ebulição a1013 mbar: Temperatura: 184,7 K (-88,5ºC)

Calor latente de ebulição: 371,1 kJ/kg

Ponto crítico: Temperatura: 309,6 K (-36.4ºC)

Pressão: 72,5 bar

Densidade: 0,452 kg/litro

Estado gasoso a 1 bar e 15ºC: Densidade relativa ao ar: 1,53

UtilizaçãoComo coadjuvante na anestesia por inalação misturado com oxigénio, assim como analgésico para aliviar ador.

De acordo com as normas vigentes, indicadas pela Farmacopeia Europeia. O Protóxido de Azoto Medicinal,deve ser administrado aos pacientes somente por pessoal qualificado.

ConsumoO consumo médio de protóxido de azoto no meio hospitalar de acordo com a metodologia francesa é decerca de 10% do consumo de oxigénio.

No método britânico o consumo é de 0,4 Nm3 por mês e por cama.

Neste estudo considerar-se-á um consumo de 10% do oxigénio ou seja 0,8 Nm3 por mês e por cama.

ArmazenagemA autonomia do armazenamento deverá ser de duas semanas, permitindo a rotação semanal dos contentores.

De acordo com o volume de gás consumido, a sua armazenagem é efectuada por quadro de garrafas ou porevaporador.

Regra geral, uma central de protóxido de azoto é constituída por uma fonte em serviço e uma de reserva,sendo o câmbio de uma para a outra realizado por inversor automático, um sinal acústico e visual no local de

controlo sinaliza esta inversão.

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Garrafas de aço

Volume garrafa Diâmetro Altura c/ capacete

Peso total aprox.

cheias

Pressão de vapor a20º

Caprox.

Conteúdo

litros mm mm kg bar kg

20 204 910 43 50,8 15

43 229 1440 92 50,8 30

Quadros com 6 garrafas de 50 litros

Volume quadroMedidas

Altura x Largura x Compr.

Peso total aprox.cheio

Pressão de vapor a 20ºCaprox. Conteúdo

litros mm kg bar kg

300 1842 x 535 x 760 728 50,8 210

Depósitos esféricos

Para hospitais com um grande número de camas podem ser fornecidos depósitos esféricos com 300 kg de gásliquefeito.

Factores de conversão:

gás (a 1 bar e 15 ºC)gás liquefeito

(em equilíbrio a 1,013 bar)

m3 Litros kg

1 1,510 1,847

0,662 1 1,223

0,542 0,818 1

De acordo com o nível de consumo instantâneo, os redutores de alta pressão poderão ser de dois tipos, 25Nm3 /h ou 100 Nm3 /h.

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Figura 41 - Central de protóxido de azoto com dois reservatórios esféricos e uma rampa suplementarformada por cinco garrafas.

Nas grandes instalações a central de armazenamento deve ser acessível aos veículos de grande porte.

Cálculo do volume de armazenamento

A autonomia mínima de armazenamento é de duas semanas, ou seja uma rotação de fornecimento semanal.A partir destes dados é fácil calcular-se o armazenamento mínimo de protóxido de azoto a considerar.

EXEMPLO

Considere uma clínica com 150 camas.

O consumo mensal de oxigénio pode ser estimado em: 150 × 0,8 Nm3 /mês = 120 Nm3 /mês

Considerando uma autonomia de 14 dias, o armazenamento é de:

12/ 14

;/ %J 68

Poderá adoptar-se uma solução formada por 2×6 garrafas de 20 litros cada, assegurando um armazenamentototal de:

2×6×15×0,542 = 97 Nm3.

10.3.2 IMPLANTAÇÃO DAS CENTRAIS Na implantação das centrais de protóxido de azoto respeitam-se as mesmas regras estabelecidas para ooxigénio, com as seguintes particularidades:

Instalação de um extintor portátil de CO2 na fachada da central.

A temperatura ambiente do recinto não deverá ser superior a 50º C nem inferior a 10º C, deverá utilizar-seum sistema de climatização para aquecer os recintos das centrais e as zonas de armazenamento das garrafas,

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com a condição que nenhuma parte do sistema de aquecimento em contacto com o ar do interior do local nãoultrapasse a temperatura de 225º C e que não haja nenhum contacto directo entre o sistema de aquecimento ea central de garrafas.

10.3.3 CONSTITUIÇÃO DAS CENTRAIS

Figura 42 - Esquema de princípio de uma central típica de protóxido de azotoNOTA: A instalação eléctrica e respectivo equipamento de iluminação interior das centrais deverão ser

anti-deflagrantes.

A constituição das centrais é semelhante á do oxigénio e do azoto.

10.4. REDES DE AR COMPRIMIDO10.4.1 APLICAÇÃO O ar comprimido medicinal é utilizado nos estabelecimentos hospitalares para diferentes finalidades. Podeser insuflado directamente no paciente por uma cavidade natural ou artificial para assistir à respiração oupara o transporte de substâncias medicamentosas para os pacientes por via respiratória. È também utilizadonos quartos estéreis e nas câmaras hiperbáricas.

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O ar comprimido é igualmente a energia motriz para os equipamentos de intervenções cirúrgicas que entramem contacto com os tecidos dos pacientes. Como agente de secagem e limpeza, como fonte de vácuo peloprincípio de venturi, etc.

10.4.2 DETERMINAÇÃO DAS NECESSIDADES O caudal de dimensionamento dos compressores será determinado a partir dos débitos acumulados, afectadosdos coeficientes de simultaneidade da utilização, para o conjunto de serviços e das camas de internamento daunidade hospitalar.

10.4.3 CENTRAIS DE AR COMPRIMIDO Generalidades

As normas preconizam a instalação de dois compressores iguais, cada um dimensionado para satisfazer 100% do consumo instantâneo.

De acordo com o caudal total devido aos pontos de utilização, o arranjo das centrais poderá ser muito

diferentePara os pequenos e médios caudais, dois electrocompressores de ar asseguram cada um metade do caudalnecessário, instalados num único reservatório horizontal, este conjunto forma um grupo de compressão, comfuncionamento em cascata.

Para os caudais elevados utilizam-se dois electrocompressores instalados em maciço de betão, assegurandocada um a totalidade do caudal e comprimindo ambos para um reservatório de grande capacidade. Esteconjunto tem uma margem de segurança de 100 %.

Contudo é sempre desejável possuir dois reservatórios para não se interromper o fornecimento de arcomprimido durante as interrupções impostas pelas operações periódicas de manutenção.

A solução que garante um serviço mais seguro mas também a mais onerosa, consiste para os caudais

elevados, a instalação de quatros grupos de compressão iguais, compreendendo cada um doiselectrocompressores instalados em maciço assegurando cada electrocompressor 50 % do caudal total e doisreservatórios de ar comprimido verticais.

Sempre que ocorrer uma falha no funcionamento nos grupos de serviço, os grupos de reserva deverão entrarautomaticamente em operação em menos de um minuto

Deverá ser assegurado o funcionamento alternado dos compressores de uma forma automática, mas deveráde haver uma certa diferença entre as horas de operação dos compressores de forma a que a probabilidade deavaria simultânea seja diminuta.

No comando em cascata de diversos compressores deverá alternar-se a intervalos regulares a ordem dearranque.

No que diz respeito à cadeia de tratamento do ar é imperativo que também seja duplicada.Os construtores recomendam a aplicação de um coeficiente de 1,3 para majoração do caudal dedimensionamento da central.

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Figura 1 – Centrais de ar comprimido medicinal, compactas, compreendendo a linha de tratamento de ar.

CálculoDébito da central

As necessidades instantâneas de um estabelecimento de cuidados de saúde, de acordo com o número detomadas e dos respectivos coeficientes de simultaneidade são de 700 l/min.

O débito total a assegurar pela central é de:

700 l/min × 1,3 = 910 l/min (54,6 Nm3 /h)

Preconiza-se a instalação de dois grupos electrocompressores com um caudal unitário de 30 Nm3/h, comuma pressão de descarga de 8/10 bar relativos, instalados sobre um reservatório de 600 l.

Reservatórios tampão

Os volumes dos reservatórios, são determinados em função da potência dos motores. Emgeral poderá ser utilizada a regra:

Reservatórios de 200 a 300 l para compressores com uma potência compreendida entre 1,5 e3 kW.

Reservatórios de 400 a 600 l para compressores com uma potência compreendida entre 4 e 9

kW.

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10.4.4 CENTRAL MECÂNICA

Composição geral

Uma central de ar comprimido é composta por electrocompressores, reservatórios e uma cadeia detratamento de ar.

Na instalação básica, devem ser utilizados, no mínimo, dois compressores, um reservatório, um sistema defiltragem e desumidificação e um programa de manutenção preventiva adequado à central, à rede e aosdispositivos relativos ao processo.

A necessidade de haver dois compressores é justificada, fundamentalmente, pela manutenção de níveis desegurança, no que tange às interrupções do fornecimento de ar comprimido. O aumento da vida útil nainstalação e a segurança dos pacientes, referentes ao fornecimento de gás, também são factores que devemser considerados.

Um dos compressores é posto em funcionamento enquanto o segundo fica de reserva, para o caso de o

primeiro não conseguir fornecer a quantidade de ar necessária. É indicado um funcionamento em carrosselentre os compressores, isto é, uma alternância no funcionamento que deve ser necessariamente automatizado;no caso de ser manual, deve-se fazer o revezamento no máximo após 200 horas ou 30 dias defuncionamento. Recomenda-se a instalação de um contador de horas em cada compressor, para o controle emanutenções preventivas.

A cadeia desenvolve-se entre os compressores e a utilização, este tratamento é necessário para tornar o arcom uma qualidade dita respirável. A qualidade do ar e a taxa de impurezas admissíveis são definidas pelanorma francesa NFS 90-140 de Novembro de 1986, que em grandes linhas estabelecem:

Óleo

Valor limite de concentração no ar ............................................... 0,1 mg/m3 ± 0,05 mg/m3

Vapor de água com um ponto de orvalho de -50º CConcentração limite à pressão atmosférica e a 0º C ..................... 0,03 g/m3

Monóxido de carbono CO

Concentração limite ...................................................................... 5 ppm (6 mg/m3)

Dióxido de enxofre SO2

Concentração limite ...................................................................... 16×10-3 ppm (40 µg/m3)

Dióxido de carbono CO2

Concentração inferior a ................................................................ 300 ppm (550 mg/m3)

Monóxido e dióxido de azotoConcentração limite ...................................................................... 25,5×10-3 ppm (40 µg/m3)

Poeiras

A pureza do ar deverá corresponder à classe 4.000 tal como definido na norma NFX 44-101.

Compostos fluorados

Certos compressores utilizavam segmentos em polímeros fluorados (juntas PTFE) em caso de aquecimentoanormal o material dos segmentos decompõe-se gerando compostos fluorados tóxicos. Para evitar este risco,estão proibidos os compressores com este tipo de segmentos.

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ComponentesNa figura 2 está representado um esquema de princípio para organização de centrais de produção de arcomprimido medicinal.

\

Os electrocompressores do tipo isento de óleo são de membrana, depistão ou anel líquido, geralmente com dois andares de compressão,dotados de filtro de aspiração, de arrefecedores de ar descarregado,normalmente um arrefecedor primário e um secundário ou final. Oarrefecimento é assegurado por circulação de ar ou água de acordocom a potência dos compressores. Os arrefecedores são equipadoscom purgadores de água automáticos.

O modelo mais adequado ao uso hospitalar é o compressor de anellíquido. Nele, o ar é comprimido por um anel líquido excêntrico. A

vantagem principal deste tipo é a eficiência na retenção de poeiras emicrorganismos, proporcionada pelo contacto do ar com a água(líquido usado como selo mecânico). Outro factor importante é que avida útil deste compressor é maior quando comparada com a decompressores alternativos a pistão.

As pressões de descarga variam entre 8 e 15 bar relativos, permitindofornecer o ar a 10 bar, após tratamento e primeira redução de pressão.

A pressão de 10 bar é em geral suficiente para suprir as necessidades hospitalares.

A aspiração do ar deverá ser efectuada no exterior da central, principalmente se existir aí uma central devácuo. Pois se assim não fosse, existiria o risco de aspiração pelo compressor de ar poluído proveniente deuma fuga na rede de vácuo.

A rotação máxima dos motores eléctricos que accionam os compressores é de 1500 rpm. O quadro eléctricoda central poderá ficar montado sobre o reservatório ou ser do tipo mural ou mesmo de pavimento, de acordocom a potência da instalação.

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Figura 2 – Esquema de princípio de uma central de ar comprimido

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Compresso de ar comprimido medicinal

Reservatório tampão

Os reservatórios tampão têm como função a regulação da marcha em cascata dos compressores de acordo

com os consumos.O ou os reservatórios devem ser certificados periodicamente pela DGE (Direcção Geral de Energia).

De acordo com os regulamentos de segurança, devem ser equipados com uma válvula de segurança, ummanómetro, uma porta de visita e um purgador automático de água ligado ao ponto mais baixo doreservatório.

As ligações dos electrocompressores deverão ser realizadas com tubos flexíveis ou ligadores antivibráteis.

Quando a disposição for de duas centrais (compressores + reservatório), uma em reserva da outra, cadaconjunto poderá ser isolado para manutenção por intermédio de válvulas de corte.

Para impedir a inversão do fluxo, são colocadas válvulas de retenção entre os reservatórios e os

compressores.Cadeia de tratamento de ar

O ar deve ter sua qualidade assegurada e ser isento de microrganismos patogénicos, substâncias oleosas,água, poeira e outros elementos que não fazem parte da sua composição. Para que isso ocorra, é necessária amontagem correcta e a manutenção adequada da central de ar comprimido, instalação de equipamento detratamento de ar, além de uma monitorização constante destes parâmetros.

Reservatório tampão

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Figura 3 – Bateria de tratamento de ar medicinal

A bateria de equipamentos de tratamento do ar conforme figura 3 é instalada directamente sobre os depósitosde ar comprimido, no caso das centrais compactas, ou ao longo de uma parede e compreende:

1. Um separador de água e óleo para eliminação das partículas de água, óleo e vapor, munido de umpurgador automático

2. Um filtro de carvão activado para eliminação de odores e gosto do ar, e de um filtro absorvedor de CO2.

Recomenda-se que o dióxido de carbono seja analisado em contínuo com emissão de um alarme sempreque o nível de 500 ppm seja atingido.

3. Um secador de ar por absorção por gel de silício ou outro dessecante conforme figura 4, eliminando ovapor de água contido no ar. Este secador é composto de duas colonas de absorção, uma em serviço e aoutra em regeneração, a pilotagem é assegurada por uma electroválvula.

4. Um higrómetro (figura 5) para medir em contínuo a taxa de humidade definida pela norma NF S90-140.

Se o ponto de orvalho (no ar á pressão normal) atinge -40º C, um alarme deverá ser desencadeado.

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5. Um filtro absorvedor de monóxido de carbono por cartucho.

6. Um filtro bacteriológico.

Figura 4 – Secador de ar Figura 5 - Higrómetro para medição em contínuo da taxa de humidadeNOTA: Não se deve confundir o ponto de orvalho do ar sob pressão com o ar á pressão atmosférica. O ábaco1 permite efectuar a conversão.

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Ábaco 1 – Temperaturas do ponto de orvalho a diferentes pressões

Nível de oxigénio após o tratamento de ar

A norma NFS 90140 dá de maneira indicativa a composição normal do ar e não impõe taxas máximas depoluição.

Parece lógico que os teores numa base volumétrica de oxigénio e azoto devem aproximar-se dos teoresnormais do ar atmosférico, ou seja oxigénio 20,93 e azoto 78,10 %.

Quando se corrige as condições do ar através de diferentes intervenções, para dar resposta á norma NFS9014, observa-se que o ar torna-se enriquecido em oxigénio. É necessário estar atento a este fenómeno e deacordo com o corpo clínico verificar as condições em que o ar comprimido medicinal poderá sersubministrado sem problemas.

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Os picos de oxigénio no ar de acordo com as análises, coincidem com os ciclos de regeneração dos secadoresdesgaseificadores. Eles podem atingir taxas de 31 % em volume em vez dos 21 % que corresponde à taxanormal do ar atmosférico.

Para resolver o problema, utilizam-se sistemas de homogeneização do ar.Os estabelecimentos importantes são dotados de analisadores em contínuo, de parâmetros tais como do nívelde humidade H2O, monóxido de carbono CO, dióxido de carbono CO2. Contudo a determinação do ponto deorvalho é a situação mais corrente.

Para resolver o problema, utilizam-se sistemas de homogeneização do ar.

Os estabelecimentos importantes são dotados de analisadores em contínuo, de parâmetros tais como do nívelde humidade H2O, monóxido de carbono CO, dióxido de carbono CO2. Contudo a determinação do ponto deorvalho é a situação mais corrente.

Redução de pressão e regulação

Á saída da cadeia de tratamento de ar, são instalados dois redutores de pressão em paralelo, um como reserva

do outro, mantendo a pressão do ar na rede primária com uma pressão da ordem dos 9 bar relativos.Sistema socorrido

Em alguns sistemas existe como socorro da central de compressores, uma central de garrafas (2 × 4 garrafas),para substituir provisoriamente uma falha total da central mecânica.

AR MEDICINAL-O2/N2

Principais aplicações:

• Ajuda respirat$ria.

• )entiladores arti#iciais.

A central de garrafas semelhante às descritas para as redes de oxigénio, deverá ter uma autonomia mínima deum dia e as seguintes características principais:

⇒ Mistura 78% de azoto medicinal, 22% de oxigénio medicinal.⇒ Não inflamável.

⇒ Não tóxico.⇒ Não corrosivo.⇒ Apresentação: gás comprimido.⇒ Peso específico (15ºC e 1,013 bar abs.);1,225 kg/m3.⇒ Densidade comparativamente ao ar atmosférico: 1.

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10.4.5 PREPARAÇÃO DO AR COMPRIMIDO A PARTIR DE UMA MISTURA DE

OXIGÉNIO E AZOTO A produção clássica de ar comprimido medicinal por compressores, seguidos de uma cadeia de tratamento de

ar, poderá ser substituída por uma produção sintética de ar numa central de mistura de oxigénio e azotoUma central de mistura compreende os seguintes elementos:

i ) Evaporador de oxigénio

ii ) Unidade de socorro de oxigénio que poderá ser um segundo evaporador ou um quadro de garrafascom autonomia mínima de quatro dias.

iii ) Evaporador de azoto

iv ) Um ou vários quadros de garrafas para socorro do misturador oxigénio/azoto (78 % de azoto 22% de

oxigénio)

v ) Um misturador que reconstitui automaticamente o ar por mistura de 22% de oxigénio e 78% deazoto. Estas percentagens são controladas em contínuo por analisadores com registo. Por razões desegurança é necessário prever-se uma intervenção manual para alterar a composição do ar, antes decolocar o misturador em operação. Em caso de anomalia da mistura, devem entrar emfuncionamento automático os quadros de socorro da mistura O2 N2.

vi ) Um ou diversos reservatórios tampão de ar reconstituído, com um volume total de 3 m3, assegurandoas pontas em caso de consumos excepcionais.

Nota: Devido à complexidade do tratamento do ar nas centrais com compressores, por vezes é preferível

adoptarem-se centrais de mistura a partir de O2 e N2 fornecidos por empresas fidedignas.

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Figura 6 – Esquema de princípio da produção de ar medicinal por mistura de O2 e N2

Bateria de Socorro

Pressão

P = 1 bar

Misturador

APr

Central de

gás

comprimido

H2

D

Central de

gás

Criogénico

O2

A

Pr

D

- =%lvula de isolamento

- =%lvula de tr;s vias

- 0lectrov%lvula actuada por

bai1a pressão de 2 ou 92

- =%lvula redutora de pressão

- =%lvula de retenção

- Analisador

- &ressostato

Rede primária

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10.4.6 IMPLANTAÇÃO DAS CENTRAIS As centrais poderão ser instaladas em caves ou no interior de compartimentos especialmente concebidos parao efeito em geral designados como centrais técnicas, para evitarem-se os ramais e redes exteriores é dadapreferência à implantação deste tipo de centrais no interior dos próprios edifícios.

Figura 7 – Central de ar comprimido medicinal

No caso de uma unidade de anel líquido, o local da instalação deve possuir um ponto de fornecimento deágua e, preferencialmente, um reservatório cujas dimensões permitam mantê-lo a funcionar até que oabastecimento seja restabelecido, em caso de falta de água da rede.

A qualidade do ar na central deve ser a melhor possível. É justamente por isso que o compressor precisa ficardistante de fontes infectantes, tais como as de exaustão da área contaminada da lavandaria ou do ar da centralde vácuo, de motores de combustão interna, como dos grupos geradores e da circulação automóvel nas

garagens, e dos locais de manipulação de materiais infecto-contagiosos.Para evitar os inconvenientes referidos, a aspiração dos compressores será efectuada numa fachada diferentedaquela em que se efectua a exaustão da rede de vácuo e em geral a um nível inferior.

Quando as bombas de vácuo e os compressores de ar comprimido medicinal estão localizados na mesmasala, a aspiração dos compressores é feita directamente a partir do exterior.

Deverá ser prestada uma especial atenção aos ruídos gerados durante o funcionamento dos compressores,contudo é preferível investir na selecção de compressores de baixo nível de ruído e no tratamento acústico dasala do que na execução de uma rede de ar comprimido no exterior, com todos os inconvenientes devidos àabertura de valas, execução de uma protecção mecânica contínua da tubagem, riscos de fugas e dificuldadeda sua reparação, etc.

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Deve-se evitar a utilização de compressores canopiados, porque a circulação de ar necessária aoarrefecimento dos compressores resulta muito diminuída com todos os seus inconvenientes.

Para reduzir o nível de vibrações deverão tomar-se como precauções:

i ) Montagem dos compressores sobre apoios absorvedores de vibrações fixados aos maciços de betãocom interposição entre o maciço e a laje estrutural do edifício de um material reseliente tal comocortiça ou um elastómero.

ii ) Ligações do compressor à rede por intermédio de tubos flexíveis ou juntas absorvedoras devibrações.

Qualquer depósito de garrafas de gás medicinal comprimido cheias ou vazias, assim como qualquerequipamento estranho à central, é proibido no interior da central.

Para dissipação do calor gerado pelos compressores e bombas de vácuo, o compartimento deverá serventilado com aberturas dispostas no nível superior e no inferior.

Em geral estas aberturas constituem um ponto fraco, no que se refere ao tratamento acústico das salas.

A iluminação do local deverá garantir um fluxo luminoso superior a 500 lux, para se obter uma leituracorrecta dos instrumentos de controlo.

O quadro eléctrico deverá ser alimentado a partir do circuito socorrido do hospital e dimensionado para quetodos os compressores possam funcionar em simultâneo. Cada compressor terá uma alimentação própria comarrancador e disjuntor de protecção motor, indicador de corrente consumida e defeitos de funcionamento.Todas as anomalias funcionais da central deverão ficar registadas de forma a fazerem parte do histórico dacentral.

O interruptor geral do quadro deverá poder ser actuado directamente do exterior da central através debotoneira colocada junto à porta de acesso.

A central deverá ficar perfeitamente identificada através de inscrição na porta com a referência “CENTRALDE AR COMPRIMIDO MEDICINAL”, no caso de albergar também a central de vácuo, a identificaçãotambém deve referir-se a este equipamento.

NOTA: Para permitir uma manutenção adequada, todos os equipamentos deverão dispor ao seu redor deuma área livre com pelo menos 0,6 m de largura.

10.4.7 DISPOSITIVOS DE SEGURANÇA A central de ar comprimido, deverá ser dotada de vários dispositivos de controlo e de segurança:

• pressostato,• válvula de segurança• alarme de baixa e alta pressão,• pré-filtro,• desumidificador e filtros.

Pressostato

É responsável por ligar e desligar o compressor, arranque e paragem quando a pressão no interior doreservatório atingir o valor inferior e superior, respectivamente;

Válvula de segurança

Trata-se de um dispositivo que deve ser instalado no reservatório central de ar comprimido. Esta válvulaabre-se para determinado valor de pressão (pressão de abertura), maior que o regulado para a paragem docompressor através do pressostato. Devido à abertura, o dispositivo permite o fluxo de ar do reservatóriopara o ambiente até que a pressão em seu interior atinja valor menor do que a pressão de abertura. A partir

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deste ponto, a válvula fecha-se automaticamente. É aconselhável a instalação de um alarme simultaneamenteà abertura da válvula, para indicar um possível erro de funcionamento no controle do sistema.

Alarme de baixa e alta pressão

É outro dispositivo de segurança que alerta para a manutenção em caso de algum defeito na central. Estealarme é accionado quando a pressão do reservatório é menor do que o valor da pressão de arranque docompressor. Isso pode indicar duas situações: o pressostato não enviou sinal para arrancar o compressor ouhá problemas no sistema de arranque do mesmo, devido a falhas na alimentação eléctrica, no motor, natransmissão motor-compressor, ou no próprio compressor;

Pré-filtro

Este dispositivo é colocado no ponto de admissão de ar do compressor e tem como função, promover oprimeiro ataque aos agentes contaminantes da atmosfera;

Desumidificador

A função do desumidificador é retirar a água contida no ar. Ele é instalado após o reservatório, podendo ser

mecânico (pela acção da filtragem da água), químico ou por processo de refrigeração;Filtros

Um sistema de filtragem adequado para o ar comprimido medicinal é aquele que é capaz de retermicrorganismos de tamanho maior ou igual a 0,3 µm — condição normativa para a obtenção do ar filtradoestéril.

Os filtros com esta característica são denominados absolutos, e podem ser instalados logo após odesumidificador, ou em locais onde se exige ar de melhor qualidade (como é o caso das unidadeshospitalares críticas).

Figura 8 – Filtros de gases medicinais e respectivos cartuchos

10.4.8 REDE DE DISTRIBUIÇÃO

Rede primáriaÀ saída da central o ar é regulado para uma pressão efectiva de 9 bar.

Se as ligações exteriores entre a central e os edifícios não poderem ser evitadas, serão também efectuadas emforra mecânica de aço protegido contra a corrosão, PVC ou tubos de betão, a profundidade de instalação será

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da ordem dos 0,70 m. Na intrusão da rede em cada edifício deverá ficar instalada uma válvula de isolamentoem armário próprio na respectiva fachada ou na portaria.

As redes primárias poderão ser estabelecidas nas caves

ou nos vazios sanitários acessíveis.As redes de grande extensão poderão desenvolver-seem anel para igualização de pressões, no caso de redesmuito longas , poderá ser aconselhado instalarreservatórios auxiliares intermédios. Por exemplo nocaso da rede servir diferentes edifícios prever-se umdepósito por edifício

As colunas montantes serão isoladas por válvulas demacho esférico de ¼ de volta colocadas em armário a1,5 m do pavimento nas condições descritas para a redede oxigénio. Os armários terão para identificação a

inscrição, “AR COMPRIMIDO MEDICINAL”.As canalizações deverão ter uma pendente contínua de

5 mm/m no sentido do fluxo do ar com a finalidade de se conduzirem por gravidade os condensados para ospurgadores automáticos colocados nos pontos baixos. Para evitar a introdução dos condensados nos ramais,estes terão origem em picagens efectuadas na geratriz superior das canalizações da rede primária.

Os condensados capturados nos purgadores automáticos serão recolhidos em garrafas de recolha com nívelvisível. Na base de cada coluna montante haverá um purgador automático e uma garrafa de recolha,conforme figura 11 da rede de vácuo.

Nos pisos, as redes de ar comprimido medicinal devem ser instaladas no interior dos tectos falsos doscorredores a par da rede de vácuo.

Um afastamento mínimo de 50 mm deve ser observado entre os tubos de ar comprimido, tubos de vácuo e acanalização eléctrica.

As redes de ar comprimido poderão sr formadas por tubos de aço galvanizado ou aço carbono sem costurasoldada, contudo em meios hospitalares recomenda-se a utilização de tubos de cobre recozido qualidademedicinal á semelhança das outras redes, desengordurado com uniões entre tubos efectuadas por união deencaixe preenchido por soldadura capilar, brasagem a prata. Todas os ligadores utilizados serão do tipodesengordurado. Observa-se que não é obrigatória a utilização de tubos e acessórios desengordurados nasredes de ar comprimido, contudo para impedir que inadvertidamente seja utilizado um tubo destinado à redede ar comprimido na rede de oxigénio, todos os tubos deverão ser do tipo desengordurado.

Deverá existir um quadro de controlo e de isolamento na sala de vigilância de piso a par dos redutoressecundários das redes de oxigénio, azoto e protóxido de azoto. Este quadro constituído por uma caixa de

plástico transparente conterá um vacuómetro e eventualmente uma válvula de isolamento.A cor de identificação das redes de ar comprimido é o azul claro com um anel com um quadro negro sobrefundo branco. No interior do quadro deverá estar inscrita a designação AR. A norma NFX 08-107 obriga aincluir um anel suplementar de cor vermelho alaranjado vivo que indica que o fluido está sob pressão.

Redes secundáriasAs redes secundárias são constituídas pelo conjunto de canalizações compreendidas entre os blocos deredução secundária e as tomadas terminais.

Os blocos operatórios necessitam de ar comprimido com dois níveis de pressão:

Uma alimentação com uma pressão compreendida entre 3 e 4 bar para os reanimadores.

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Uma alimentação com uma pressão compreendida entre 6 e 8 bar para as ferramentas pneumáticasde cirurgia

Cada uma destas alimentações tem origem num conjunto de redução de pressão instalado no interior do

próprio bloco.Os blocos de redução de pressão secundários, são idênticos aos utilizados para os outros gases medicinais, eficarão instalados também no interior de armários a par dos utilizados para os mesmos gases e comidentificação própria.

É proibida a passagem de qualquer canalização por um bloco operatório que o não sirva.

Uma rede secundária só pode servir o piso em que está estabelecido o redutor secundário.

Um redutor poderá alimentar até vinte tomadas, contudo o débito instantâneo previsto para a rede não poderáser superior á capacidade do redutor.

Nos blocos operatórios onde os respiradores poderão exigir grandes caudais de ar comprimido, poderá ser

necessário instalar vários blocos de redução secundários, com capacidade apropriada para os caudaisespecificados pelos fabricantes dos equipamentos.

As redes secundárias são formadas por tubos com a mesma qualidade dos utilizados para as redes primárias.

As tomadas dos blocos operatórios serão alimentadas por ramais com o diâmetro interior mínimo de 14 mm.

Á entrada de cada serviço deverá existir uma válvula de isolamento, de forma que a respectiva rede, possaser colocada fora de serviço sem afectar os restantes serviços.

A distribuição nos locais será realizada por calhas de cabeceira das camas, é desaconselhado o encastramentodos tubos na alvenaria.

Figura 9 – Calha de cabeceira de cama para gases medicinais

Nas redes secundárias não é imperativo a sua disposição com uma pendente, uma vez que o ar já se encontradesumidificado.

Distribuição das tomadas terminais

O número de tomadas por local é em geral determinado pelo programa médico da responsabilidade docliente, contudo poderão estimar-se de acordo com as recomendações que se passam a referir.

Quartos de internamento

Nos quartos de internamento em geral não está previsto a instalação de tomadas de ar comprimido maspoderá ser possível a instalação de uma tomada por cama.

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Serviços

Salas de observações radiologia: uma tomada por posto de trabalho.

Salas de radiologia: uma tomada por posto de trabalho

Salas de operações: duas tomadas.

Salas de anestesias: uma tomada por cama.

Sala de tratamento: uma tomada por cama.

Salas de gessos: duas tomadas por posto de trabalho.

Salas de reanimação: uma tomada por cama.

Salas de cuidados intensivos: uma tomada por cama.

Salas de trabalho e de partos: uma tomada por leito.

Salas de urgências: uma tomada por cama.

Salas de recobro: uma tomada por cama.

Quarto estéril (queimados): uma tomada por cama.

Laboratórios: de acordo com as técnicas laboratoriais praticadas.

Posicionamento das tomadas

Em todos os serviços com excepção dos blocos operatórios nas calhas de cabeceira da cama, a 1,4 m dopavimento, a tomada de vácuo deverá estar ao lado da tomada de oxigénio.

Nos laboratórios nas bancadas.

No bloco operatório há as posições possíveis conforme já referidas para os outros fluidos medicinais:

• Em caixa mural a 0,4 m do pavimento.

• Em caixa na base da mesa de operações.

• Suspensa do tecto por cima da mesa de operações.

As tomadas são idênticas às de oxigénio e de protóxido de azoto. O diâmetro interior mínimo de ligação dastomadas de vácuo é de 8 mm, para ligação de um tubo de cobre 8×10 mm.

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Figura 10 – Tomada para ligação de ferramenta cirúrgica

10.4.9 CÁLCULO Generalidades

O cálculo também poderá seguir o método francês ou o método anglo-saxão, os débitos são considerados ápressão e temperatura ambientes e são expressos em Nm3 /h ou Nl/min.

Método francês

Caudais e coeficientes de simultaneidadeOs caudais da tabela 1 são considerados por tomada em litros por minuto. O coeficiente de simultaneidade sóse aplica a partir da segunda tomada, pelo que nenhum troço terá uma capacidade inferior ao de uma únicatomada.

Caudais instantâneos das redes

Para as redes primárias, o caudal instantâneo de um troço será o somatório das redes secun darias dosserviços e salas a servir

EXEMPLO 1

Considere a alimentação de doze salas de operações, compreendendo cada uma, duas tomadas para 3,5 bar eduas para 9 bar.

P – coeficiente de simultaneidade

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Tabela 1 – Caudais de dimensionamento (método francês)

Local

Caudalqv p Observações

Nl/min

Camas de medicina geral - - Em geral não está previsto

Camas especialidades demedicina

30 0,20Os caudais devem ser considerados em

função do consumo real dosrespiradores instalados, pelo que osdébitos indicados são caudais médiosque satisfazem a maioria dasaplicações

Camas de pediatria 10 0,60

Camas de reanimação UCI 120 1

O caudal indicado é o valor máximo, quepoderá ser inferior em função doprograma funcional até um mínimode 30 l/min

Medicina néonatal 10 0,40Observação igual à efectuada para as

camas de especialidades médicas.

Salas de operações, cirurgiageral e de especialidade.

15 0,50

Se houver aplicações de ar comprimidomotor, cirurgia de ortopedia etraumáticos, considerar 500 l/min ep=0,20.

Nota: Para utilização pneumática prever:

Um regulador apropriado. Uma tomada com ramal tirado

directamente da rede primáriaSalas de trabalho e de partos 8 0,30

Salas de anestesia 120 1Mesma observação que para as camas de

reanimação UCI

Salas de recobro 120 0,75 Idem

Urgências 20 0,50ANEXOS

Nos casos não previstos deve-seconsultar o programa funcional daunidade hospitalar assim como oestudo dos equipamentos médicos.

• Salas de cuidados - -

• Salas de observações 30 0,20

• Sala de gesso e pequena cirurgia - -

• Quartos estéreis (queimados) 30 0,20

• Kinesiterapia respiratória 30 0,20

SALAS DE EXAMESCLÍNICOS

Explorações funcionais(radiologia) 15 0,20

Exames complementares

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Exemplo 2

Uma sala de recobro com 14 camas com uma tomada por cama.

Exemplo 3

Uma sala de cuidados intensivos com 8 camas em que existe uma tomada por cama (rede secundária)

Caudal de entrada na sala: 8 × 30 l/min × 1,0 = 240 l/min

Exemplo 4

Uma sala de exames com 12 tomadas em (rede secundária)

Caudal de entrada na sala: 12 × 15 l/min × 0,2 = 36 l/min

EXEMPLO GERAL

Considere um hospital com os serviços organizados esquematicamente conforme figura 11, compreendendo:

Quatro salas de operações - Em cada uma das salas existe:

1 tomada 3 bar1 tomada 9 bar

4 salas de anestesia

Quatro salas de recobro - Em cada uma das salas existe:

1 tomada 3 bar

Duas salas de cuidados intensivos - Em cada uma das salas existe:

8 camas com 1 tomada por cama

Quatro salas de exames - Em cada uma das salas existe:

4 tomadas

6 salas

15

15

1ª Sala de operações

2 tomadas 3,5 bar

Rede

secundária30

15

45

2ª sala

60165180 75

Rede primária 9 bar relativo

Rede secundária 3,5 bar relativos

135202,5315

157,5180270

10 10 10

292,5 247,5 225

10

112,5 90

10 10 10 10

45

10

67,5 30

1 tomada = 30 l/min

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Seis salas de cuidados - Em cada uma das salas existe:

2 tomadas

Duas salas de preparação de doentes - Em cada uma das salas existe:

4 tomadas

Duas salas de reanimação - Em cada uma das salas existe:

4 camas com 1 tomada por cama

Na tabela 2 estão calculados os caudais de cada um dos ramais

Figura 11 – Esquema geral da unidade em estudo

Quatro salas de recobro

4 camas – 4 tomadas

Quatro salas de operações

4 tomadas 3 bar4 tomadas 9 bar4 salas de anestesia

Quatro salas de exames

4 tomadas por sala

Seis salas de cuidados

2 tomadas or sala

Duas salas de cuidados intensivos

8 camas or sala

Duas salas de reanimação

4 camas cada - 4 tomadas

Duas salas de preparação de doentes

4 tomadas or sala

B

A

C

D

F

H

J

E

G

I

K

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Tabela 2 – Determinação dos caudais de cálculo

TROÇO SERVIÇOS Cálculo Caudall/min l/min

A

Quatro salas de operações

2 tomadas por sala 4×2 ×15 l/min × 0,50 = 60,0

Quatro salas de anestesia

1 tomada por sala com 120 l/min

Quatro salas de recobro

4 × 120 l/min × 1,00 = 480,0

4 tomadas por sala 4 × 4 ×30 l/min × 0,75 = 360,0 900

BDuas salas de cuidadosintensivos

16 tomadas 16 × 30 l/min × 1,00 =480 480

C A + B 1.380

DQuatro salas de exames

16 tomadas 16×15 l/min × 0,20 = 48,0 48

E C + D 1.428

F

Seis salas de cuidados Adopta-se 30 l/min/tom. ep=0,2

12 tomadas 12×30 l/min × 0,20 = 72,0 72

G E + F 1.500

H

Duas salas de preparação dedoentes

Adopta-se 30 l/min/tom. ep=0,2

8 tomadas 8×30 l/min × 0,20 = 48,0 48

I G + H 1.548

JDuas salas de reanimação

8 tomadas 8 × 30 l/min × 1,00 = 240,0 240

K I + J 1.788

Total = 107,28 Nm3 /h

Determinação do diâmetro da canalizaçãoO cálculo é efectuado em função da velocidade máxima de 15 m/s no interior das condutas de arcomprimido.

E com o mesmo princípio de cálculo das redes de oxigénio, azoto e protóxido de azoto, organiza-se a tabela3

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Pag 690

Tabela 3 - Selecção rápida do diâmetro de tubos

Diâmetro

interior

∅ i (mm)

Caudal máximo de oxigénio Nm3 /h

Rede

Primária (Ps = 9bar)

Secundária (Ps = 3bar)

Pabs = 10 bar Pabs = 4 bar

8 Não utilizado 10,7510 42,40 16,7512 61,10 24,2514 83,20 33,2516 108,6018 137,50

20 169,8026 287,0030 382,0040 679,0050 1.061,00

Para o exemplo geral deverão ser utilizados os diâmetros da tabela.

Tabela 4

TroçoCaudal Diâmetro

tabela

Nm3 /h mm

A 54,00 14*

B 28,80 10

C 82,80 16

D 2,88 10

E 85,68 16

F 4,32 10G 90,00 16

H 2,88 10

I 92,88 18

J 14,40 10

K 107,28 18

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Método anglo-saxão

Determinação dos caudais

Débitos brutosOs caudais brutos a considerar, variam de acordo com a importância e a prioridade das salas dos serviçosservidos. Os locais são divididos em quatro classes de acordo com a tabela 3.

Caudais por serviço

Os caudais instantâneos e os coeficientes a considerar para os diferentes locais são determinados por:

Locais da classe I

Para uma sala de operações, compreendendo a sala de anestesias, o caudal instantâneo a considerar é de 300l/min independentemente do número de tomadas.

Para várias salas proceder-se-á como se segue.

i ) Até 8 salas, 300 l/min para a primeira sala ao qual se adicionam 50 l/min para cada sala suplementar.

ii ) De 9 a 16 salas, 600 l/min para as duas primeiras salas e 30 l/min para cada sala suplementar.

iii ) Mais de 16 salas 900 l/min para as primeiras salas a que se adiciona 20 l/min por cada salasuplementar.

Tabela 5 – Classes de importância

Classe SalasCaudal de cálculo

l/min

I

Operações

250 por tomadaAngiografia

Anestesia

IICuidados intensivos

50 por tomadaReanimação

III Cuidados intensivos 50 por tomada

IV

Cuidados de saúde

20 por tomada

ExamesTrabalho

Partos

Box bebés

Preparação dedoentes

Gessos

Radiologia

Urgências

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laboratório

EXEMPLO 5 – Bloco operatório (Locais da classe I)Pretende-se alimentar 12 salas de operações compreendendo cada uma 2 tomadas a 3,5 bar e, 2 tomadas de 9bar. A mesma configuração e os mesmos caudais para ambas as redes, 3,5 e 9 bar.

Salas de operações: 2 × 300 + 10 × 30 = 900 l/min.

Caudal total do troço: 900 l/min

Locais da classe II

Nos locais da classe II, considera-se um coeficiente de simultaneidade diferente, de acordo com o número decamas, em que em geral considera-se uma tomada de 50 l/min por tomada.

i ) Até 8 camas coeficiente de simultaneidade 1.

Ou seja para 8 camas, um caudal de 50 l/min × 8 = 400 l/min

ii ) De 9 a 12 camas, coeficiente 1 para as 8 primeiras camas com um caudal unitário de 50 l/min e 30l/min para cada cama suplementar.

Ou seja para 12 camas, um caudal de 50 l/min × 8 + 30 l/min × 4 = 520 l/min

iii ) Mais de 12 camas 900 l/min coeficiente 1 para as 8 primeiras camas com um caudal unitário de 50l/min e 25 l/min para cada cama suplementar.

Uma sala de recobro de 14 camas com uma tomada por cama.

Locais da classe III

As quatro primeiras camas terão um caudal unitário de 50 l/min a partir da quinta cama o caudal a consideraré de 20 l/min.cama.

Rede primária 9 bar relativo

6 salas

300

300

1ª Sala de operações

2 tomadas 3,5 bar

Rede

600

300

630

2ª sala

660870900 690

Rede secundária 3,5 bar relativos

300425550

350400500

10 10 10

525 475 450

10

250 200

10 10 10 10

100

10

150 50

1 tomada = 50 l/min

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Tabela 6 – Determinação dos caudais de cálculo (método anglo-saxão)

TROÇO SERVIÇOSCálculo Caudal

l/min l/mintomadas) 440

JDuas salas de reanimação

8 tomadas (Classe II) 8 × 50 l/min = 400 400

K

4 salas de operação 450

4 salas de recobro (16 camas)

2 salas de reanimação (8 camas) 8 × 50 l/min + 16 × 25 l/min =800

2 salas de cuidados intensivos 440

4 salas de exames (16 tomadas)

6 salas de cuidados (12 tomadas)

2 salas de preparação (8tomadas)

8 × 20 l/min + 28 × 10 l/min =440

2.130

Total = 127,8 Nm3 /h

EXEMPLO GERAL (Determinação dos diâmetros)

Retomemos o exemplo geral e consideramos para o cálculo das perdas de carga lineares admissíveis oscomprimentos da rede considerando os acidentes de percurso.

Troço AK: L = 400 m ⇒ Ñ dlp Õ›

dpp 1$12% 8ÔC>78

Troço FK: L = 200 m ⇒ Ñ dlp Õ›

pp 2$2%/ 8ÔC>78

Troço JK: L = 50 m ⇒ Ñ dlp Õ›

lp Ð$/// 8ÔC>78

Determinação dos diâmetros pelo método anglo-saxão

Troço Caudal Perda de carga j Diâmetro interiorNm3 /h mbar/m mm

A 63,00 1,125 24

B 26,40 ≈ 1,125 16

C 89,40 1,125 28

D 14,40 ≈ 1,125 14

E 103,80 1,125 28

F 12,00 2,250 14

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11. ISOLAMENTO

11.1. FUNDAMENTOS SOBRE TRANSMISSÃO DE CALOR

Quando dois corpos se encontram a temperaturas diferentes, produz-se um fluxo de calor do corpo maisquente para o mais frío, até se alcançar o equilíbrio térmico. A troca de calor realiza-se de três formas:

a) Por condução

Neste caso o calor transmite-se de molécula para molécula sem modificação aparente de matéria, pelo queesta forma de troca de calor tem lugar essencialmente nos corpos sólidos.

A elevação de temperatura aumenta a excitação das partículas mais elementares da matéria, transmitindo-se aexcitação às partículas vizinhas e com ela a sua energia calorífica, continuando o processo no corpo em

questão da região mais quente para a mais fria.Logicamente compreende-se que quanto mais denso, compacto e pesado for um corpo, mais próximas estãoas moléculas entre si e, por tanto, o cambio de calor se realiza com maior facilidade.

b) Por convecção

Esta forma de propagação é própria dos fluidos (líquidos e gases).

As moléculas em contacto com um corpo com uma temperatura mais elevada «A» aquecem, diminuindo asua densidade e deslocam-se por ação da gravidade. Se por sua vez entram em contacto com um corpo maisfrio «B», cedem calor, aumentando a sua densidade e deslocam-se em sentido inverso, formando-se assimum ciclo de convecção.

c) Por radiação

A radiação é constituída por ondas eletromagnéticas de diferentes comprimentos. Enquanto as duas formasde transmissão anteriores (condução e convecção) necessitam de um suporte material; a transmissão porradiação pode realizar-se no vazio.

Todos os corpos, inclusive os que se encontram a baixas temperaturas, emitem calor por radiação e aquantidade de calor irradiado aumenta quando se eleva a temperatura do corpo.

Por isso, quando um corpo se encontra em presença de outro mais quente, absorve mais energia da que emitee vice-versa, sendo a quantidade transmitida a diferença entre a emitida por ambos.

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TABELA DE UNIDADES E SÍMBOLOS

Símbolo Quantidades físicas Unidades

Φ Quantidade de fluxo de calor W

q Densidade de fluxo de calor W/m2

ql Densidade linear de fluxo de calor W/m

Τ Temperatura absoluta K

θ Temperatura em graus centígrados °C

∆θ Diferença de temperatura °C

θd Temperatura de ponto de orvalho °C

λ Conductividade térmica W/(m K)

h Coeficiente superficial de transmisión de calor W/(m2 K)

R Resistência térmica (m2 K)/W

Rl Resistência térmica linear (m K)/W

Rle Resistência térmica superficial linear (m K)/W

Rs Resistência superficial de transmissão de calor (m2 K)/W

U Transmitância térmica W/(m2 K)

Ul Transmitância térmica linear W/(m K)

Usph Transmitância térmica da esfera W/K

cp Calor específico a pressão constante kJ/(kg K)

d Espessura m

D Diâmetro m

ar Factor de temperatura K3

Cr Coeficiente de radiação W/(m2 K4)

ε Emisividade —

σ Constante de Stefan Boltzman W/(m2 K4)

H Altura m

l Comprimento m

C’ Parâmetro de espessura m

P Perímetro m

A Área m2

V Volume m3

v Velocidade m/s

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11.2. TRANSMISSÃO DE CALOR POR CONDUÇÃO EMREGIME ESTACIONÁRIO

A condução de calor normalmente descreve a transmissão de calor através das moléculas em sólidos,líquidos e gases produzido por um gradiente de temperatura.

No cálculo supõe-se que o gradiente de temperatura existe numa única direcção, e que a temperatura éconstante nos planos perpendiculares a ela.

A densidade do fluxo de calor q para uma parede numa direcção x perpendicular a sua superfície, calcula-sepor:

2mW q∂

∂−= θ λ

Para uma parede plana de espessura «d»:

ou seja:

Com:

λ é a condutibilidade térmica do material en W/(m.K);

d é a espessura da parede em m;θsi é a temperatura da superfície interior, em °C;

θse é a temperatura da superfície exterior, em °C;

R é a resistência térmica da parede em (m2.K)/W.

Figura XI.1 - Distribuição da temperatura numa parede de uma única camada.

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Para uma parede multicamada:

Em que R’ é a resistência térmica da parede:

NOTA: A aspa indica que se refere a uma parede multicamada.

Figura XI.2 - Distribuição de temperatura numa parede plana multicamada

Distribuição linear do fluxo de calor através de uma parede cilíndricaA densidade linear de fluxo de calor ql através de uma parede cilíndrica oca de uma única camada é:

Em que Rl é a resistência térmica linear de uma única camada cilíndrica oca, dada por:

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De é o diâmetro exterior da camada;

Di é o diâmetro interior da camada.Figura XI.3 - Distribuição da temperatura num elemento de forma cilíndrica com uma única camada

Para elementos cilíndricos multicamada:

Donde

com D1 = Di e Dn = De

Figura XI.4 - Distribuição da temperatura num elemento cilíndrico multicamada

Fluxo de calor através de um elemento esféricoA quantidade do fluxo de calor através de um elemento esférico de uma única camada é:

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Em que Rsph é a resistência térmica de uma única camada esférica em K/W e é dado por:

De é o diâmetro exterior da camada;

Di é o diâmetro interior da camada.

Figura XI.5 - Distribuição da temperatura num elemento esférico de uma única camada

O fluxo de calor para as formas esféricas multicamada é:

Em que:

com D1 = Di e Dn = De

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Figura XI.6 - Distribuição da temperatura num elemento esférico multicamada

Fluxo de calor através de uma parede de uma conduta retangularO fluxo de calor através da parede de uma conduta com secção retangular é dado por:

A resistência térmica da parede da conduta pode calcular-se de forma aproximada mediante a fórmula:

Donde:

Pi é o perímetro interior da conduta;

Pe é o perímetro exterior da conduta;

d é a espessura da camada isolante.

Pe = Pi + (8×d)

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Figura XI.7 - Distribuição da temperatura na parede de uma conduta rectangular

11.3. TRANSMISSÃO SUPERFICIAL DE CALOR

Nas instalações, as superfícies sólidas mantêm uma transferência de calor com o meio fluido em contacto,donde se misturam as formas convectivas e radiativas, especialmente quando o meio fluido for gasoso,especialmente o ar ambiente.

Por isso é necessário o estudo conjunto de ambos os tipos de transferência.

O coeficiente superficial de transmissão de calor h en W/(m2.K) define-se como a quantidade do fluxo decalor que passa através de uma superfície em estado estacionário, dividida pela diferença de temperaturaentre a dita superfície e a sua vizinhança.

No caso de instalações, existem dois tipos de coeficientes superficiais segundo se trate da superfície interiorhi ou a exterior he.

Em geral, o coeficiente superficial de transmissão de calor é dado por:

h = hr + hcv W/(m2.K)Em que:

hr é a parte radiativa do coeficiente superficial de transmissão de calor;

hcv é a parte convectiva do coeficiente superficial de transmissão de calor.

Parte radiativa do coeficiente de superfície, hr

O coeficiente superficial devido à radiação, hr depende da temperatura, do acabamento superficial domaterial e da sua emissividade. A emissividade define-se como a relação entre o coeficiente de radiação C r

da superfície e o coeficiente de radiação constante do corpo negro.

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hr é dado por:

hr = ar × Cr W/(m2 . K)

ar é o factor de temperatura, calcula-se por:

e pode ser aproximado até uma diferença de temperatura de 200 K por:

com Tav = 0,5* temperatura superficial + temperatura ambiente ou superficial de uma superfície radiante davizinhança em K.

Cr é o coeficiente de radiação, em W/(m2 . K4)

Cr é calculado por: Cr = ε × σ

σ = 5,67 × 10–8 W/(m2 × K4)

Superficie ε Cr

W/(m2 × K4)

alumínio brilhante 0,05 0,28 × 10–8

alumínio oxidado 0,13 0,74 × 10–8

chapa de metal galvanizado, limpo 0,26 1,47 × 10–8

chapa de metal galvanizado, sujo 0,44 2,49 × 10–8

aço inoxidável austenítico 0,15 0,85 × 10–8

chapa de alumínio-zinco 0,18 1,02 × 10–8

superfícies não metálicas 0,94 5,33 × 10–8

Coeficiente superficial devido à convecção, hcv.

Este factor está dependente de vários factores, tais como a velocidade do ar, a orientação da superfície, dotipo de material, da diferença de temperatura, etc.

Diferentes equações são utilizadas em vários países e no existem métodos matemáticos exactos para elegeruma equação inequívoca, pelo que os resultados podem variar.

Para a parte convectiva, deve efetuar-se uma distinção entre o coeficiente de superficie no interior dosedifícios e entre os que estão a céu aberto.

Para tubos e depósitos existe uma diferença entre o coeficiente interno, hi e o coeficiente externo, he.

a) Interior de los edifícios

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Pag 706

No interior de edifícios, hcv pode ser calculado para paredes planas verticais e tubos verticais para convecçãolaminar livre (H3 × ∆θ ≤ 10 m3 × K) por:

(a)

Com: θ = (θse – θa) em K.

θse é a temperatura da superfície da parede, em K.

θa é a temperatura do ar ambiente dentro do edifício, em K.

H é a altura da parede ou o diâmetro dos tubos, em m.

Para paredes planas verticais, tubos verticais e em aproximação para grandes esferas no interior de edifícios,a parte convectiva, hcv para convecção livre turbulenta em que (H3 × ∆θ ≥ 10 m3 × K) vem dado por:

(b)

Para tubos horizontais no interior dos edifícios, hcv é determinado por:

• fluxo laminar (D3 × ∆θ ≤ 10 m3 × K) (c)

• fluxo turbulento (D3 × ∆θ ≥ 10 m3 × K) (d)

Para o caso de superfícies planas horizontais no interior de edifícios este coeficiente não é importante para amaioria dos cálculos práticos.

Todas as equações, para a determinação da parte convectiva do coeficiente térmico da superfície externadentro de edifícios, são aplicáveis para situações com diferenças de temperatura entre a superfície e o arinferiores a 100 °C.

NOTA: Para condutas cilíndricas com um diâmetro inferior a 0,25 m, a parte convectiva do coeficienteexterno pode ser calculada com uma boa aproximação pela equação (c). Para diâmetros maiores,por exemplo De > 0,25 m a equação para paredes planas, (a) pode aplicar-se. A precisão respetiva éde 5% para diâmetros superiores a 0.4 m e 10% para diâmetros entre 0,25 < De < 0,4 m. A equação

(a) também se utiliza para condutas com secção rectangular, com uma largura e altura dedimensões similares.

b) Exterior de edifícios

Para paredes planas verticais no exterior dos edifícios e por aproximação para grandes esferas, a parteconvectiva, hcv do coeficiente superficial é dado por:

• fluxo laminar (v × H ≤ 8 m2 /s) (e)

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Pag 707

• fluxo turbulento (v × H ≥ 8 m2 /s) (f)

Para tubos horizontais e verticais que estão no exterior de edifícios, aplicam-se as seguintes expressões:

• fluxo laminar (v×De ≤ 8,55×10–3 m2 /s) (g)

• fluxo turbulento (v × De ≥ 8,55 × 10–3 m2 /s) (h)

donde: De é o diâmetro exterior do isolamento, em m.

v é a velocidade do vento, em m/s.NOTA: Para o cálculo da temperatura superficial, as expressões (a) e (b) deveriam ser usadas para a parede e

tubagem em vez das fórmulas (e) e (h) quando não está estabelecida a presença de ar.

Para paredes horizontais em superfícies no exterior, no caso de fluxo laminar se aplicará a equação(e) e (f) no caso de fluxo turbulento.

Para os líquidos no el interior de tubos e depósitos, os coeficientes superficiais alcançam valoresmuito elevados, em geral superiores a 2.000 W/(m2 . K).

O mesmo sucede com o vapor de água saturado.

Aproximação para o cálculo de he

Para cálculos aproximados as seguintes equações para o coeficiente exterior, he no interior de edifíciospodem aplicar-se.

Para tubos horizontais: he = CA + 0,5 ∆θ W/(m2 . K)

Para tubos verticais e paredes: he = CB + 0,09 ∆θ W/(m2 . K)

utilizando os coeficientes da seguinte tabela:

Superficie CA CB

alumínio brilhante 2,5 2,7

alumínio oxidado 3,1 3,3

chapa de metal galvanizado, limpo 4,0 4,2

chapa de metal galvanizado, sujo 5,3 5,5

aço inoxidável austenítico 3,2 3,4

chapa de aluminio-zinco 3,4 3,6

superfícies não metálicas 8,5 8,7

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Pag 708

As anteriores equações são aplicáveis para tubos horizontais na faixa de De = 0,35 m até 1 m e para tubosverticais de qualquer diâmetro.

Resistência térmica superficial Rse

A resistência térmica superficial Rse é o inverso do coeficiente superficial h. Para paredes planas, aresistência térmica superficial Rse (m

2 × K)/W é:

Para paredes cilíndricas, a resistência térmica superficial linear Rse vem dada por:

Para paredes esféricas, a resistência térmica Rsph é:

Transmitância térmica.Na transmitância térmica de uma parede plana, U, é a quantidade de fluxo de calor que em regimeestacionário passa por unidade de área, dividida pela diferença de temperatura da envolvente de ambas assuperfícies da parede. Expressões análogas aplicam-se a paredes cilíndricas e esféricas segundo:

Para paredes cilíndricas, a transmitância térmica linear Ul pode calcular-se por:

Para paredes esféricas, a transmissão térmica Usph vem dada por:

Como se indicou antes, o valor de hi é muito elevado, pelo que a resistência superficial de líquidos nointerior de depósitos e tubos Rsi é reduzida e pode-se desprezar. Para a resistência superficial exterior Rse,aplicam as equações indicadas. Para condutas para transporte de ar é necessário considerar também ocoeficiente superficial interior.

O inverso da transmitância térmica U é a resistência térmica RT para paredes planas e a resistência térmicatotal linear RTi para paredes cilíndricas e RT sph para paredes esféricas.

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Distribuição de temperaturas. Temperaturas superficiais.

Temperaturas intermédias.

A equação geral que nos dá a perda de calor num elemento multicamada pode escrever-se da seguinte forma

geral:

Donde:

R1, R2 ... são as resistências térmicas de cada camada; Rsi, Rse são as resistências térmicas superficiais dassuperfícies interior e exterior.

Figura XI.8 - Distribuição da temperatura numa parede plana multicamada, mostrando a dependêncialinear da resistência térmica superficial e as resistências térmicas de cada camadaindependente.

A relação entre a resistência de cada camada ou da resistência superficial em relação à resistência total dará ovalor da queda de temperatura em cada camada ou superfície (K).

Para a obtenção dos valores de R1, R2, Rsi, Rse e RT aplicam-se as fórmulas anteriores.

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Temperatura superficial

Dado que não é possível conhecer todos os parâmetros que entram em jogo, resulta difícil garantir atemperatura superficial.

O cálculo da temperatura superficial utiliza-se normalmente para determinar o valor limite da temperatura dainstalação por razões de segurança.

O cálculo teórico pode variar na prática por diferentes condições. Estas podem ser:

a temperatura ambiente,

o movimento do ar,

o estado da superfície do isolamento,

o efeito radiativo dos corpos adjacentes,

condições meteorológicas,

Para a obtenção da temperatura superficial partimos da fórmula anterior; desprezando a resistênciasuperficial interior Rsi, como se indicou anteriormente:

e ao substituir os valores de Rse e RT, para uma única camada de isolamento:

Paredes planas:

Paredes cilíndricas:

O diagrama nº 1 junto permite calcular diretamente a espessura do isolamento que resulta para a mesmatemperatura superficial, de uma parede plana e de paredes cilíndricas com diversos diâmetros, considerandoas restantes condições iguais. Isto supõe que o valor da condutividade térmica, λ , é igual em ambos os tiposde material isolante no intervalo de temperaturas de trabalho para cada caso.

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Espessura do isolamento em superfícies planas, mm

Diagrama 1: Espessuras equivalentes entre paredes planas e cilíndricas.

A partir da expressão para uma tubagem cilíndrica, obtém-se a partir do diâmetro e de um parâmetro C´,entrando no diagrama 2, a espessura de isolamento para uma tubagem fixando a densidade do fluxo de calorou a temperatura superficial da mesma.

Observa-se que nesta fórmula se toma um valor constante da condutividade térmica quando esta é variável, eque por issoo é uma aproximação do comportamento real.

Fixando o fluxo de calor para o exterior, q, em W/m2, resulta a seguinte expressão:

Donde

Expressão análoga obtém-se se fixar-se a temperatura superficial exterior, obtendo:

Donde

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Com as anteriores expressões y em função do diâmetro sem isolamento da tubagem em mm obtemos aespessura de isolamento en mm.

Exemplos de aplicação

a) Cálculo das espessuras de isolamento necessárias para uma parede de dupla camada de um fornoPara este exemplo as condições de contorno são as seguintes:

temperatura interior ............................................................................... θi = 850 °C

temperatura exterior ............................................................................... θa = 20 °C

altura da parede ..................................................................................... H = 4 m

densidade máxima do fluxo de calor ..................................................... q = 300 W/m2

coeficiente de radiação da chapa galvanizada Cr = 1,47 · 10–8 W/(m2 · K4)

Assume-se que o isolamento consta dos seguintes materiais:

1.ª camada: fibra de lã cerâmica.2.ª camada: painel de lã de rocha (BX SPINTEX 643-100), com chapa galvanizada de revestimento

externo.

A temperatura intermédia entre as camadas de isolamento: θ1 = 650 °C

Sem considerar o coeficiente superficial interior, a espessura do isolamento da primeira camada de lãcerâmica pode-se determinar pela equação

com uma condutividade térmica de λ 1 = 0,20 W/(m . K) e

Para calcular a espessura da segunda camada de lã de rocha, o coeficiente superficial h se calcula-se pelaequação hr= ar × Cr estimando uma temperatura superficial exterior θse = 60 °C:

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Diâmetro da tubagem D, sem isolamento em mm

Diagrama 2. Determinação da espessura de isolamento de uma tubagem para uma densidade do fluxo de

calor determinada ou para uma temperatura superficial fixa.

hr é dado por: hr = 1,23 × 108 × 1,47 × 10–8 = 1,81 W/(m2 . K)

Para calcular o termo convectivo há que pesquisar-se inicialmente se o fluxo é laminar ou turbulento.

Com essa finalidade calcula-se o valor do termo

H3 × ∆θ = 43 × (60 – 20) = 2.560 ≥ 10 m3 × K

pelo que temos um fluxo turbulento. Aplicamos então a equação:

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Logo he = 2,41 + 2,64 = 5,04 W/(m2 × K)

Não se considera o coeficiente superficial interior. A densidade linear de fluxo de calor calcula-se de acordocom as equações indicadas em 1.1.3.

A temperatura superficial exterior determina-se pela equação:

resultando:

que se admite como aceitável comparando com o valor de 30 °C que foi estimado.

Prevenção de condensação superficialEm instalações com uma temperatura superficial inferior à do ponto de orvalho do ambiente, produz-secondensação da humidade do ar.

O cálculo de uma espessura de isolamento adequado permite que a temperatura superficial seja igual ousuperior à do ponto de orvalho, o que evitará a condensação.

Além dos dados para o cálculo da temperatura superficial, necessitamos do valor da humidade relativa do arambiente, que por vezes não é conhecida e apenas poderá ser estimada. Quanto mais elevada é a humidaderelativa, mais difícil é obter um valor preciso, pelo que las flutuações de humidade ou de temperaturasuperficial são determinantes.

Com base na Tabela 1 obtemos a temperatura do ponto de orvalho θd, que ao substituir, nos deixa comoincógnita a espessura d para superfícies planas:

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Tabela 1

Diferença de temperatura admissível entre a superfície e o ar ambiente, para diferentes humidades relativas

Temperatura do

ar ambiente °C

Humidade relativa do ar em %

30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95

–20 — 10,4 9,1 8,0 7,0 6,0 5,2 4,5 3,7 2,9 2,3 1,7 1,1 0,5

–15 12,3 10,8 9,6 8,3 7,3 6,4 5,4 4,6 3,8 3,1 2,5 1,8 1,2 0,6

–10 12,9 11,3 9,9 8,7 7,6 6,6 5,7 4,8 3,9 3,2 2,5 1,8 1,2 0,6

–5 13,4 11,7 10,3 9,0 7,9 6,8 5,8 5,0 4,1 3,3 2,6 1,9 1,2 0,6

0 13,9 12,2 10,7 9,3 8,1 7,1 6,0 5,1 4,2 3,5 2,7 1,9 1,3 0,7

2 14,3 12,6 11,0 9,7 8,5 7,4 6,4 5,4 4,6 3,8 3,0 2,2 1,5 0,7

4 14,7 13,0 11,4 10,1 8,9 7,7 6,7 5,8 4,9 4,0 3,1 2,3 1,5 0,7

6 15,1 13,4 11,8 10,4 9,2 8,1 7,0 6,1 5,1 4,1 3,2 2,3 1,5 0,7

8 15,6 13,8 12,2 10,8 9,6 8,4 7,3 6,2 5,1 4,2 3,2 2,3 1,5 0,8

10 16,0 14,2 12,6 11,2 10,0 8,6 7,4 6,3 5,2 4,2 3,3 2,4 1,6 0,8

12 16,5 14,6 13,0 11,6 10,1 8,8 7,5 6,3 5,3 4,3 3,3 2,4 1,6 0,8

14 16,9 15,1 13,4 11,7 10,3 8,9 7,6 6,5 5,4 4,3 3,4 2,5 1,6 0,8

16 17,4 15,5 13,6 11,9 10,4 9,0 7,8 6,6 5,4 4,4 3,5 2,5 1,7 0,8

18 17,8 15,7 13,8 12,1 10,6 9,2 7,9 6,7 5,6 4,5 3,5 2,6 1,7 0,8

20 18,1 15,9 14,0 12,3 10,7 9,3 8,0 6,8 5,6 4,6 3,6 2,6 1,7 0,8

22 18,4 16,1 14,2 12,5 10,9 9,5 8,1 6,9 5,7 4,7 3,6 2,6 1,7 0,8

24 18,6 16,4 14,4 12,6 11,1 9,6 8,2 7,0 5,8 4,7 3,7 2,7 1,8 0,8

26 18,9 16,6 14,7 12,8 11,2 9,7 8,4 7,1 5,9 4,8 3,7 2,7 1,8 0,9

28 19,2 16,9 14,9 13,0 11,4 9,9 8,5 7,2 6,0 4,9 3,8 2,8 1,8 0,9

30 19,5 17,1 15,1 13,2 11,6 10,1 8,6 7,3 6,1 5,0 3,8 2,8 1,8 0,9

35 20,2 17,7 15,7 13,7 12,0 10,4 9,0 7,6 6,3 5,1 4,0 2,9 1,9 0,9

40 20,9 18,4 16,1 14,2 12,4 10,8 9,3 7,9 6,5 5,3 4,1 3,0 2,0 1,0

45 21,6 19,0 16,7 14,7 12,8 11,2 9,6 8,1 6,8 5,5 4,3 3,1 2,1 1,0

50 22,3 19,7 17,3 15,2 13,3 11,6 9,9 8,4 7,0 5,7 4,4 3,2 2,1 1,0

Exemplo: Para uma temperatura ambiente de 20 °C e 70% de humidade relativa, a temperatura superficial mínima permitida outemperatura de ponto de orvalho θd = 20 - 5,6 = 14,4 °C

Para paredes cilíndricas a espessura (De = Di + 2d) aparece dentro e fora do logaritmo, pelo que é necessárioempregar um sistema iterativo

ou recorrer-se à tabela n.º 1 já citada.

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Exemplo de aplicação

Prevenção da condensação superficial. Espessura do isolamento requerido para evitar a condensação

Condições de contorno:

Temperatura interior: ............................................................................. θi = –20 °C

Temperatura ambiente: .......................................................................... θa = 20 °C

Diâmetro da tubagem sem isolamento (3 1/2”): ..................................... Di = 0,1 m

Humidade relativa do ambiente: ............................................................ Φ = 75 %

Condutividade térmica da coquilha de lã de vidro Isover

entre 20 °C e -20 °C .............................................................................. λ = 0,029 W/(m . K)

A Tabela 1 dá uma diferença máxima de 4,6 °C, pelo que a temperatura do ponto de orvalho é de θd = 15,4°C

O coeficiente superficial de transmissão de calor estima-se em:

he = 9 W/(m2 . K)

Aplicando a fórmula da espessura da superfície plana, teremos:

e para tubos de 3 1/2’’ no Diagrama 1 obtemos um valor de aproximadamente 25 mm de espessura (nestecaso aplica-se uma coquilha de 30 mm de espessura que é o menor valor da espessura comercial desteproduto).

Perdas Suplementares em Instalações Reais

No cálculo das perdas de calor de um conjunto de tubagens há que considerar as perdas suplementaresintroduzidas pelos acessórios, tais como suportes, válvulas, flanges, etc.

As perdas suplementares introduzidas pelos acessórios expressam-se comodamente como comprimentosequivalentes de tubos.

Os «comprimentos equivalentes», estimam-se segundo a norma V.D.I.2055.

a) Caso de válvulas, válvulas de comporta e torneiras sem e com isolamento (neste caso não se consideram o

par de flanges correspondentes). Ver Tabela 2.b) Paredes de flanges

Sem isolamento: Considerar 1/3 da válvula do mesmo diâmetro.