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SELEÇÃO DE EQUIPAMENTOS PARA O BOMBEAMENTO DE NAFTA EM
UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO DE UM COMPLEXO PETROQUÍMICO
Felipe Carvalho Abreu de Oliveira
Projeto de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Engenheiro.
Orientador: Prof. Reinaldo de Falco; Eng.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
DEZEMBRO DE 2014
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
DEM/POLITÉCNICA/UFRJ
SELEÇÃO DE EQUIPAMENTOS PARA O BOMBEAMENTO DE NAFTA EM
UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO DE UM COMPLEXO PETROQUÍMICO
Felipe Carvalho Abreu de Oliveira
PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO
DE ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE
ENGENHEIRO MECÂNICO.
Aprovado por:
________________________________________________
Prof. Reinaldo de Falco; Eng.
________________________________________________ Prof. Daniel Alves Castello; DSc.
________________________________________________ Prof. Daniel Onofre de Almeida Cruz; DSc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
DEZEMBRO DE 2014
i
Oliveira, Felipe Carvalho Abreu de.
Seleção de equipamentos para o bombeamento de nafta em
uma unidade de destilação de um complexo petroquímico /
Felipe Carvalho Abreu de Oliveira – Rio de Janeiro: UFRJ /
Escola Politécnica, 2014.
X, 83p.:il.; 29,7 cm
Orientador: Prof. Reinaldo de Falco, Eng.
Projeto de Graduação – UFRJ / Escola Politécnica / Curso
de Engenharia Mecânica, 2014.
Referências Bibliográficas: p. 66 - 67
1. Sistema de bombeamento. 2. Seleção de bombas. 3. Sistema
de selagem. 4. Associação de bombas em paralelo.
I. De Falco, Reinaldo. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, Escola Politécnica, Engenharia Mecânica. III. Seleção
de equipamentos para o bombeamento de nafta em uma
unidade de destilação de um complexo petroquímico.
ii
Dedico aos meus avós,
Mary e João, que sempre foram
meus exemplos de superação.
iii
AGRADECIMENTOS
A Deus, pelos pequenos milagres cotidianos que me trouxeram até aqui.
A Márcia de Lourdes, minha mãe, pelo amor incondicional. Por me apoiar em
toda e qualquer situação e por ser meu exemplo de força e proteção.
A André Abreu, meu pai, por toda experiência transmitida e por sempre me
incentivar a perseguir o que me faz feliz.
A Ana Luísa, minha irmã, por ser uma fonte de afeto e felicidade desde a
infância.
A Thais Pastor, minha namorada, por todos esses anos de companheirismo, tanto
em bons como em maus momentos. Pela constante demonstração de carinho e por me
fazer lembrar as coisas que realmente importam na vida.
A minha avó, Mary, pelas inúmeras orações e por me mostrar a força da fé.
A família e amigos, em geral, pelo incentivo e pelos bons momentos, que com
certeza fizeram a diferença.
Aos colegas da Promon Engenharia, pela compreensão e pelo auxílio na
aquisição de dados, sem os quais o trabalho não seria possível.
Ao professor Reinaldo de Falco pela disponibilidade em me orientar e pelos
importantes ensinamentos teóricos e práticos.
Aos professores Daniel Castello e Daniel Onofre, por aceitarem o convite de
participar da banca examinadora.
iv
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte
dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
SELEÇÃO DE EQUIPAMENTOS PARA O BOMBEAMENTO DE NAFTA EM
UMA UNIDADE DE DESTILAÇÃO DE UM COMPLEXO PETROQUÍMICO
Felipe Carvalho Abreu de Oliveira
Dezembro/2014
Orientador: Reinaldo de Falco, Eng.
Curso: Engenharia Mecânica
Com o constante crescimento da indústria petroquímica no cenário nacional, esforços são feitos no sentido de tornar as refinarias e centros petroquímicos mais eficientes e mais adequados às matérias-primas abundantes no país.
Este projeto visa selecionar uma bomba para operar um sistema de transporte de nafta, um dos produtos do refino de uma unidade de destilação em um complexo petroquímico. Para isso, será feita uma análise detalhada do sistema, determinando os requisitos aos quais a bomba deve satisfazer.
Para a seleção da bomba, serão comparadas as propostas de dois fabricantes, usando como guia principal a norma API 610, de modo a escolher o equipamento mais adequado ao serviço.
Posteriormente, será feita, também, a seleção de um mecanismo de selagem para minimizar vazamentos durante a operação da bomba, baseando-se na norma API 682.
Por fim, será feita a seleção de duas bombas para operar em paralelo no sistema, de modo a realizar uma analise identificando as vantagens e desvantagens dessa configuração.
Palavras-chave: Sistema de bombeamento, Bombeamento de Nafta, Seleção de
Bombas, Sistema de selagem, Associação de bombas em paralelo.
v
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of
the requirements for the degree of Mechanical Engineer.
SELECTION OF EQUIPMENTS FOR PUMPING NAPHTA ON A DISTILLATION
UNIT OF A PETROCHEMICAL COMPLEX
Felipe Carvalho Abreu de Oliveira
December/2014
Advisor: Reinaldo de Falco, Eng.
Course: Mechanical Engineering
Because of the the constant growth of the petrochemical industry in the national
scenario, efforts have been made to improve the efficiency of the petrochemical centres
and adapt them to use national abundant material as sources for the process.
This project aims to select a pump to operate the transportation of naphta, on a
distillation unit of a petrochemical complex. First, a detailed analysis will be made to
determine the requirements of the system. Then, a comparison between two pump
manufacturers will be made to decide which equipment satisfies the system more
efficiently, using API 610 as a conceptual guide.
A sealing system for the pump will also be picked, so any leaking is avoided.
Finally, an association of two pumps in parallel will be analyzed to determine if
this configuration allows a more efficient operation of the system
Keywords: Pumping system, Naphta pumping, Pump selection, Shafta sealing system,
Pumps associated in parallel.
vi
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 1
2. OBJETIVO ............................................................................................................. 3
3. REVISÃO CONCEITUAL .................................................................................... 5
3.1. PROPRIEDADES DOS FLUIDOS .................................................................. 5
3.1.1. Pressão (�) .............................................................................................................. 5 3.1.2. Massa específica (�) ............................................................................................... 6 3.1.3. Peso específico (�) .................................................................................................. 6 3.1.4. Densidade relativa (�) ............................................................................................ 6 3.1.5. Viscosidade absoluta (�) ......................................................................................... 6 3.1.6. Viscosidade cinemática (�) ..................................................................................... 7 3.1.7. Pressão de vapor (�) .............................................................................................. 7
3.2. ESCOAMENTO DE FLUIDOS EM TUBULAÇÕES ..................................... 7
3.2.1. Número de Reynolds (�) ...................................................................................... 7 3.2.2. Classificação do escoamento ................................................................................... 8
3.2.3. Teorema de Bernoulli .............................................................................................. 8
3.2.4. Perda de carga ......................................................................................................... 9
3.3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DO SISTEMA ............................................ 13
3.3.1. Altura manométrica de sucção (� ) ..................................................................... 13 3.3.2. Altura manométrica de descarga (��) .................................................................. 14 3.3.3. Altura manométrica total (�) ................................................................................ 14 3.3.4. Curva característica do sistema ............................................................................. 15
3.3.5. NPSH disponível (�����) .................................................................................. 15 3.4. DESEMPENHO E CARACTERÍSTICAS DE BOMBAS CENTRÍFUGAS . 16
3.4.1. Classificação das bombas ...................................................................................... 16
3.4.2. Principais componentes ......................................................................................... 17
3.4.3. Princípio de funcionamento ................................................................................... 17
3.4.4. Curvas características ............................................................................................ 18
3.4.5. Efeito da variação do diâmetro do impelidor ........................................................ 20
3.4.6. NPSH requerido (�����) .................................................................................... 21 3.5. CAVITAÇÃO ................................................................................................. 21
3.6. ASSOCIAÇÃO DE BOMBAS EM PARALELO .......................................... 22
vii
4. ANÁLISE DO SISTEMA DE INTERESSE ...................................................... 23
4.1. APRESENTAÇÃO DO SISTEMA ................................................................ 23
4.2 DADOS DO SISTEMA .................................................................................. 25
4.3 CÁLCULOS DO SISTEMA ........................................................................... 26
4.3.1 Cálculos do Fluido ................................................................................................. 27
4.3.2 Cálculo das Perdas de Carga ................................................................................. 27
4.3.3 Cálculo da Altura Manométrica Total do Sistema – � ......................................... 34
4.3.4 Cálculo da Pressão Diferencial – ∆� ..................................................................... 35 4.3.5 Cálculo da Pressão nos Flanges de Sucção e Descarga – �� ���� ................... 35 4.3.6 Determinação da Curva do Sistema....................................................................... 36
4.3.7 Cálculo do NPSH disponível - ����� ................................................................. 38 5. SELEÇÃO DA BOMBA ...................................................................................... 40
5.1. PREMISSAS DE PROJETO .......................................................................... 40
5.2. RECOMENDAÇÕES DA NORMA API 610 ................................................ 41
5.3. CRITÉRIOS DE SELEÇÃO ........................................................................... 42
5.4. FABRICANTE 1 – FLOWSERVE ................................................................. 43
5.5. FABRICANTE 2 – SULZER .......................................................................... 45
5.6. COMPARAÇÃO ENTRE OS FABRICANTES ............................................ 46
5.7. ANÁLISE DE CAVITAÇÃO ......................................................................... 49
6. SELEÇÃO DE UM MECANISMO DE VEDAÇÃO ........................................ 50
6.1. VEDAÇÃO POR SELO MECÂNICO ........................................................... 51
6.1.1. Princípio de funcionamento ................................................................................... 51
6.1.2. Características e Componentes .............................................................................. 53
6.1.3. Planos de Selagem ................................................................................................. 57
6.2. SELEÇÃO DE UM SELO MECÂNICO ........................................................ 59
6.2.1. Tipos ...................................................................................................................... 59
6.2.2. Arranjos ................................................................................................................. 60
6.2.3. Seleção do Selo Mecânico ..................................................................................... 60
6.3. SELEÇÃO DE UM PLANO DE SELAGEM ................................................. 62
7. CONCLUSÕES ..................................................................................................... 65
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ....................................................................... 66
APÊNDICE A – APLICAÇÃO DE BOMBAS EM PARALELO ............................ 68
viii
ANEXOS ....................................................................................................................... 81
ANEXO I – FOLHA DE DADOS DO MODELO PHL 35.10.08.30F – FLOWSERVE ............ 81
ANEXO II – FOLHA DE DADOS DO MODELO 3X4X13-1-OHH – SULZER ..................... 82
ANEXO III – FOLHA DA DADOS DO MODELO PHL 35.08.05.30F – FLOWSERVE ......... 83
1
1. INTRODUÇÃO
A partir dos anos 50, com crescente demanda por bens de consumo, gerada pelo
ambiente desenvolvimentista e modernizador do período, um produto acaba por ganhar
grande importância: o plástico
Surge assim a necessidade de se estabelecer uma indústria nacional capaz de
atender a produção de insumos para produtos plásticos. É nesse cenário que tem início a
Indústria Petroquímica no Brasil, hoje de extrema importância para o país, pois é a base
para diversos setores da economia.
A cadeia petroquímica é organizada em produtores de primeira, segunda e
terceira geração com base na fase de transformação de várias matérias-primas ou
insumos petroquímicos. Representa a transformação de subprodutos do refino do
petróleo bruto em bens de consumo e industriais utilizados para diversas finalidades [1].
Atualmente, o grande problema é que a indústria petroquímica requer grandes
quantidades de Nafta ou Gás Natural, matérias-primas que o Brasil não produz em
quantidade suficiente para abastecer seu mercado. A solução é a importação de Nafta a
elevados preços.
É nesse cenário que a Petrobrás dá início, em 2008, à construção do Complexo
Petroquímico do Rio de Janeiro, o COMPERJ.
Localizado em Itaboraí, no leste fluminense, o COMPERJ ocupa uma área de 45
milhões de metros quadrados, e para sua construção foi feito um investimento de
aproximadamente 8,4 bilhões de dólares. Sua capacidade de processamento será em
torno de 150 mil barris de petróleo por dia, quando concluído, e seus principais produtos
de refino são: óleo diesel, nafta petroquímica, querosene de aviação (QAV), coque, GLP
e óleo combustível [2], que alimentarão as unidades petroquímicas. Na Figura 1.1 pode-
se perceber a magnitude do complexo.
O desafio da Petrobrás ao projetar o COMPERJ era, principalmente, eliminar a
dependência de matéria-prima importada, principalmente a Nafta e valorizar o petróleo
brasileiro, que é considerado um petróleo pesado, com baixo valor de mercado.
Foi então desenvolvida a tecnologia denominada FCC (Craqueamento Catalítico
Fluido) Petroquímico, que permite a produção de produtos petroquímicos básicos
(Eteno, Propeno, Para-Xileno, Benzeno, Butadieno, entre outros) a partir do refino no
petróleo pesado, abundante no país
2
Por isso, o FCC Petroquímico é considerado o grande trunfo do COMPERJ, uma
vez que é o que possibilita a redução das importações da Nafta e gera uma valorização
do petróleo nacional.
Figura 1.1 - Complexo Petroquímico do Rio de Janeiro (COMPERJ) [2]
O COMPERJ é dividido em diversas unidades, e uma que pode ser considerada
o “coração” do complexo é a Unidade de Destilação Atmosférica e a Vácuo (UDAV),
que atualmente está com aproximadamente 85% da sua montagem concluída, conforme
está mostrado na Figura 1.2
Pela UDAV passa todo o petróleo bruto que ingressa no COMPERJ, e nela os
150 mil barris de por dia de petróleo são refinados nas suas torres de destilação. Esse
processo produz diversos produtos, como a Nafta, GLP, Querosene, Coque, entre outros
que são então transportados para outras unidade do complexo.
3
Figura 1.2 - Unidade de Destilação Atmosférica e a Vácuo (UDAV) [3]
2. OBJETIVO
Este trabalho tem como principal objetivo realizar um estudo de caso de um
sistema real de transporte de nafta em uma unidade de refino de petróleo, visando
selecionar uma bomba responsável pela operação do sistema.
Inicialmente será feita uma análise detalhada do sistema de interesse e cálculos
que irão determinar os requisitos operacionais e construtivos aos quais a bomba a ser
selecionada deve ser capaz de atender.
Após esta etapa, será feita a pré-seleção de duas bombas de fabricantes
reconhecidos no mercado, de modo que ambos os equipamentos atendam às
necessidades do sistema, calculadas anteriormente. Em seguida será feita a comparação
entre essas duas bombas, para escolher qual das duas apresenta melhor performance, ou
seja, qual é a mais adequada, do ponto de vista técnico, para operar o sistema em
questão. Toda a análise e comparação das bombas será feita baseando-se nas
recomendações da norma API 610 – Centrifugal Pumps for Petroleum, Petrochemical
and Natural Gas Industries – 10th Edition.
Para incrementar a escolha da bomba, será selecionado um mecanismo de
vedação para operar na bomba selecionada, com o objetivo de eliminar qualquer
vazamento gerado pela operação da bomba. Essa seleção do sistema de selagem será
feita baseando-se na norma API 682 – Pumps – Shaft Sealing Systems for Centrifugal
and Rotatory Pumps – 3rd Edition.
4
Por fim, será feito um estudo complementar sobre a associação de bombas em
paralelo, aplicando esses conceitos ao sistema de interesse. Esse desenvolvimento será
demonstrado no Apêndice A.
5
3. REVISÃO CONCEITUAL
Este capítulo tem como objetivo apresentar os principais conceitos teóricos
fundamentais para a realização e o entendimento deste trabalho. Serão abordados
conceitos de mecânica dos fluidos e noções gerais sobre o desempenho e características
tanto de bombas como dos sistemas em que se inserem.
Os conceitos apresentados neste capítulo têm como fonte principal a referência
[4].
3.1. PROPRIEDADES DOS FLUIDOS
3.1.1. Pressão (�)
Define-se como pressão a razão entre a componente normal de uma força e a
área em que ela atua, ou seja, é a força por unidade de área. A pressão exercida em um
elemento de área de um fluido é igual em todas as direções. A unidade no SI é o Pascal
(��). No entanto, também são usuais algumas outras unidades. São elas:
� ��� ��²⁄ (= 98066,5 ��) � � � (= 6894,8 ��) – Pound force per square inch, ou ‘libra força por polegada
quadrada’
� ��� (= 100000 ��)
Deve ser observado que a pressão pode ser descrita de duas maneiras, como
pressão absoluta, que considera a pressão atmosférica, ou como pressão manométrica,
que desconsidera a pressão atmosférica. Dessa forma:
��� !�é#$%&� = ��()!*+#� − ��#�!)-é$%&�
Identifica-se o tipo de pressão através da unidade. Neste trabalho, quando se
estiver tratando de pressão manométrica será utilizada a notação (g) após a unidade de
pressão utilizada. Em se tratando de pressão absoluta a notação será (a). Por exemplo:
kPa(g) e kPa(a).
6
3.1.2. Massa específica (�)
Massa específica de uma substância é definida como a massa por unidade de
volume. A unidade no SI é ��/�³.
3.1.3. Peso específico (�)
Peso específico é definido como o peso de uma substância por unidade de
volume. Sua unidade no SI é � �0⁄ e seu valor é dado por:
� = �. �
Onde � representa a aceleração da gravidade.
3.1.4. Densidade relativa (�)
A densidade relativa de uma substância, também chamada de gravidade
específica (�2), é a razão entre a massa específica dessa substância e a massa específica
de uma substância de referência em condições-padrão. Para substâncias em estado
líquido, a substância de referência é a água na temperatura de 4℃ (1000 ��/�³).
� = � �á5+�6℃7
3.1.5. Viscosidade absoluta (�)
Pode ser definida como a resistência oposta pelas camadas líquidas ao
escoamento. Sua unidade no SI é (��. ), porém na prática a unidade mais utilizada é o
centipoise (��). Onde,
1�� = 0,001��.
7
3.1.6. Viscosidade cinemática (�)
A viscosidade cinemática é a relação entre a viscosidade absoluta e a massa
específica de uma substância. Sua unidade mais usual é o centistoke (��;) e seu valor é dado por:
ν = μ �7
Nessa relação, obtém-se a viscosidade cinemática em ��; usando a viscosidade absoluta em ��.
3.1.7. Pressão de vapor (�)
A pressão de vapor de um fluido é a pressão crítica na qual as fases líquido e
vapor coexistem. Abaixo da pressão de vapor o fluido encontra-se em estado de vapor, e
acima encontra-se na fase líquida. Assim como a Pressão, a Pressão de vapor será
expressa na unidade Pascal (��) neste trabalho.
3.2. ESCOAMENTO DE FLUIDOS EM TUBULAÇÕES
3.2.1. Número de Reynolds (�)
O número de Reynolds é um parâmetro adimensional utilizado para caracterizar
um escoamento em laminar ou turbulento. Seu valor é calculado da seguinte forma:
� = �. >. ?�
Onde:
� − Número de Reynolds
> − Velocidade de escoamento do fluido [� ⁄ ] ? − Diâmetro interno da tubulação [�] � − Viscosidade absoluta [��. ]
8
3.2.2. Classificação do escoamento
Um escoamento pode ser caracterizado em dois tipos: laminar e turbulento.
Utilizando o número de Reynolds para essa função, fica caracterizado que:
� � < 2000 −Regime laminar
� 2000 < � < 4000 − Regime de transição laminar-turbulento
� � > 4000 − Regime turbulento
3.2.3. Teorema de Bernoulli
Uma aplicação do princípio de conservação de energia é o Teorema de
Bernoulli, que relaciona as energias cinética, de pressão e potencial de um fluido
escoando ao longo de uma linha de corrente. O teorema é representado pela seguinte
equação:
�F� + >FH2 + IF. � = �H� + >HH2 + IH. �
Onde o fluido passa pelos pontos 1 e 2 que possuem as velocidades de
escoamento >F e >H, as pressões � e �H, e as elevações IF e IH. A equação pode também
ser escrita na seguinte forma:
�F� +>FH2� + IF =
�H� + >HH2� + IH = �JK ;�K;�
A equação de Bernoulli é uma das equações mais usada em toda a mecânica dos
fluidos e é, inclusive, a base para o cálculo das alturas manométricas de um sistema,
como será explicado mais adiante. No entanto, seu uso está condicionado às seguintes
restrições:
� Escoamento em regime permanente
� Escoamento incompressível
� Escoamento sem atrito
� Escoamento ao longo de uma linha de corrente
9
3.2.3.1. Adaptação do teorema de Bernoulli aos líquidos reais
Na equação de Bernoulli, apresentada na seção anterior, foi considerada a
hipótese do liquido ser perfeito, desconsiderando a perda de carga devido ao trabalho de
atrito, viscosidade e turbilhonamento. Dessa forma, se faz necessária uma adaptação da
equação para o caso de líquidos reais. Fazendo essa adaptação, tem-se a seguinte
expressão:
�F� +>FH2� + IF =
�H� + >HH2� + IH + ℎ-
Onde o termo ℎ-, conhecido como perda de carga, representa a energia perdida
pelo líquido, por unidade de peso, para escoar do ponto 1 ao ponto 2.
3.2.4. Perda de carga
A perda de carga pode ser dividida em dois tipos: Perda de carga normal (ℎ- ) e perda de carga localizada (ℎ-*), de forma que:
ℎ- = ℎ- + ℎ-*
A perda de carga normal é aquela que ocorre em trechos retos de tubulação e a
localizada é aquela que se observa em acessórios (válvulas, reduções, curvas, etc.).
Os cálculos de perda de carga são feitos de forma diferente para escoamentos
laminar e turbulento. Neste trabalho, assim como na maioria dos casos de escoamento
de fluido em tubulações, o regime é turbulento, como será visto mais adiante. Por isso,
os métodos de calcular a perda de carga que serão mostrados a seguir só levarão em
conta o caso de escoamento turbulento.
3.2.4.1. Perda de carga normal
A perda de carga normal pode ser calculada através da expressão teórico-
experimental de Darcy-Weisbach:
10
ℎ- [�] = �. M?.>H2�
Onde:
� − Coeficiente de atrito
M − Comprimento reto total da tubulação [�] ? − Diâmetro interno da tubulação [�] > − Velocidade de escoamento da tubulação [� ⁄ ] � − Aceleração da gravidade [� H⁄ ]
É importante observar que, em cálculos hidráulicos, o diâmetro efetivo é sempre
o interno, que será referido como diâmetro, por simplificação.
O coeficiente de atrito (�) é uma função do número de Reynolds (�) e da rugosidade relativa da tubulação (N ?⁄ ), sendo esta a razão entre a rugosidade da tubulação e seu diâmetro. E pode ser obtido através do Ábaco de Moody, mostrado na
Figura 3.
Figura 3.1 - Ábaco de Moody [4]
11
3.2.4.2. Perda de carga localizada
As perdas de carga localizadas são devidas a distúrbios locais do fluxo ao passar
por acidentes, equipamentos, etc. Neste trabalho, o método utilizado para o cálculo
dessas perdas é o Método do comprimento equivalente (MOP), que consiste em fixar o
valor do comprimento reto de tubulação que reproduziria, nas mesmas condições, a
mesma perda de carga que o acessório em questão. Esse comprimento equivalente, MOP, é somado ao termo M, na formula de Darcy-Weisbach. Os valores de comprimento
equivalente são tabelados, e apresentados a seguir.
Tabela 3.1 - Comprimento equivalente para Entrada e Saída [4]
12
Tabela 3.2 - Comprimento equivalente para reduções de diâmetro [4]
Tabela 3.3 - Comprimentos equivalentes para válvulas [4]
13
Tabela 3.4 - Comprimentos equivalentes para joelhos, curvas e T's [4]
3.3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DO SISTEMA
Nesta seção serão apresentados parâmetros principais relativos a um sistema de
bombeamento. Para realizar uma correta seleção de bombas, é necessário ter
conhecimento de todos os dados a respeito do sistema mostrados a seguir.
3.3.1. Altura manométrica de sucção (�))
A altura manométrica de sucção representa a energia por unidade de peso
existente no flange de sucção da bomba. Seu cálculo de dá através da seguinte
expressão, que consiste na primeira parte da equação de Bernoulli e sua unidade é o
metro de coluna de líquido.
�)[�] = �)� + I) − ℎ-)
Onde ℎ-) representa a perda de carga de sucção, que considera todas as perdas de energia do fluido desde o reservatório de sucção até a entrada da bomba.
14
3.3.2. Altura manométrica de descarga (�Q)
Representa a altura manométrica por unidade de peso que deve existir no flange
de descarga para que o fluido atinja o ponto final de descarga atendendo as condições
do processo. Analogamente ao �), o �Q pode ser observado como a segunda parte da
equação de Bernoulli, sendo calculada da seguinte forma:
�Q[�] = �Q� + IQ + ℎ-Q
Onde ℎ-Q representa toda a perda de carga desde a saída da bomba até o
reservatório de descarga. É importante observar que na expressão de �Q, a perda de carga é adicionada aos outros termos, ao contrário do �), onde é subtraída. Isso acontece por a altura manométrica de sucção representa toda a energia que o fluido deve
‘vencer’ para atingir o destino, portanto a perda de carga é mais um obstáculo que deve
ser ultrapassado pelo fluido bombeado.
3.3.3. Altura manométrica total (�)
A altura manométrica total do sistema, também tratada como Head do sistema,
pode ser definida como a energia por unidade de peso que o sistema solicitará de uma
bomba, em função da vazão bombeada, para que o líquido consiga chegar ao ponto
desejado.
É importante enfatizar que a altura manométrica total é uma característica do
sistema, que é função da vazão, e que leva em conta as alturas geométricas dos
reservatórios em relação à bomba, a diferença de pressões entre os reservatórios, e as
perdas de carga nas linhas de sucção e descarga.
Tendo calculado as alturas manométricas de sucção e descarga, a determinação
da altura manométrica total é bem simples, sendo a subtração desses dois termos.
�[�] = �Q − �) = R�Q − �)� S + (IQ − I)) + Tℎ-Q − ℎ-)U
15
3.3.4. Curva característica do sistema
A curva característica do sistema, ou curva do sistema, é uma representação
gráfica da altura manométrica total do sistema em função da vazão volumétrica de
escoamento do fluido. É um instrumento extremamente utilizado na seleção de bombas,
uma vez que determina a energia que o sistema solicita para cada valor de vazão.
Pela expressão do Head do sistema, percebe-se que somente as perdas de carga
são alteradas com a variação da vazão, uma vez que nem as elevações nem as pressões
dos reservatórios são função da vazão. Dessa forma, a curva apresenta um formato
parabólico, uma vez que a perda de carga, de acordo com a expressão de Darcy-
Weisbach, é função do quadrado da vazão. Um exemplo de curva característica é
mostrado na Figura 3.2.
Figura 3.2 - Curva do sistema [5]
A parcial do Head que não é função da vazão é denominada parte estática,
enquanto a parcial das perdas de carga, variáveis com a vazão, é chamada de parte
dinâmica.
3.3.5. NPSH disponível (����Q)
O ����(�J�K�Vê ��;�J �;�X��Y�;�JK����)�� �JKíX�V é uma grandeza
usada para quantificar a energia (por unidade de peso) acima da pressão de vapor que o
sistema apresenta no flange de sucção da bomba. Sendo assim, é um instrumento
utilizado na verificação de cavitação, como será visto mais adiante.
O cálculo do ����� é dado da seguinte forma:
16
�����[�] = R�)� + I) − ℎ-)S + R��#� − �� S = �) + R��#� − �� S
3.4. DESEMPENHO E CARACTERÍSTICAS DE BOMBAS CENTRÍFUGAS
Nesta seção serão apresentados dados e informações sobre bombas, com ênfase
nas bombas do tipo centrífuga, alvo principal deste trabalho. Serão expostas as
classificações, princípio de funcionamento, curvas características e características
construtivas.
3.4.1. Classificação das bombas
A Figura 3.3 apresenta um quadro com os principais tipos de bombas.
Figura 3.3 – Tipos de bombas
17
Como será explicado posteriormente, o processo de seleção de bombas nesse
trabalho será feito com foco nas bombas centrífugas radiais. Logo, as seções seguintes
serão concentradas nesse tipo específico de bomba.
3.4.2. Principais componentes
As bombas centrífugas radiais possuem os principais componentes mostrados na
Figura 3.4, a seguir.
Figura 3.4 – Bomba centrífuga radial [6]
3.4.3. Princípio de funcionamento
O funcionamento da bomba centrífuga baseia-se praticamente na criação de uma
zona de baixa pressão e de uma zona de alta pressão.
O movimento de rotação do impelidor transmite, através de suas pás, uma força
centrífuga ao líquido, que se desloca, então, na direção da periferia do impelidor. Esse
deslocamento gera a região de vazio (baixa pressão) na região central. A baixa pressão,
18
por sua vez, irá succionar igual quantidade de líquido, estabelecendo, assim, a primeira
condição para o funcionamento que é um fluxo contínuo.
O líquido que parte para a periferia, sob ação da força centrífuga, irá encontrar
um aumento progressivo na área na do escoamento (na carcaça) que, segundo o teorema
de Bernoulli, irá ocasionar uma queda de velocidade e conseqüente aumento de pressão.
Dessa forma é criada a zona de alta pressão, que proporciona a função desejada da
bomba. A Figura 3.4 ilustra essa trajetória do líquido.
Figura 3.5 – Linha de fluxo na bomba centrífuga [7]
De forma geral, o que ocorre é que a energia cinética cedida ao fluido pelo
impelidor é transformada em energia de pressão pelo aumento de área progressivo
proporcionado pela carcaça, geralmente em voluta, como mostra a Figura 3.4.
3.4.4. Curvas características
Nesta seção serão apresentadas as curvas características das bombas, que, para
cada produto, são fornecidas pelos fabricantes.
Na Figura 3.5 são apresentadas, em um mesmo gráfico, as três curvas
características de bombas: Head, Rendimento e Potência absorvida em função da vazão.
19
Figura 3.6 – Curvas características de bombas [4]
3.4.4.1. Curva Head (H) x Vazão (Q)
O Head da bomba é a energia por peso que a bomba é capaz de fornecer ao
fluido para certa vazão. A curva Head x Vazão, também conhecida como curva Carga x
Vazão, representa a variação de carga (Head) cedida pela bomba para diferentes valores
de vazão.
3.4.4.2. Curva Potência Absorvida (�J;�()) x Vazão (Z)
A Potência absorvida consiste na potência requerida do acionador pela bomba, e
é um importante critério de escolha entre modelos de bombas.
É importante ressaltar que a potência absorvida é diferente da potência cedida ao
fluido (potência útil) devido ao rendimento da bomba ([). A potência absorvida pode ser calculada da seguinte forma:
�J;�() = �.Z.�75[
Onde,
[�J;�()] = ^> [Z] = �0
20
[�] = �
[�] = ���/�³
3.4.4.3. Curva Rendimento ([) x Vazão (Z)
O rendimento pode ser definido como a razão entre a potência útil cedida ao
fluido (�J;&) e a potência absorvida pela bomba (�J;�()).
[ = �J;&�J;�()
Na curva de rendimento, o ponto de máxima eficiência é conhecido como BEP –
Best Efficiency Point.
3.4.5. Efeito da variação do diâmetro do impelidor
Para que a curva de carga da bomba encontre a curva do sistema exatamente no
ponto de operação desejado, fabricantes de bombas muitas vezes utilizam o artifício de
usinar o impelidor, diminuindo seu diâmetro externo.
Ao alterar o diâmetro externo do impelidor de ?F para ?H, as modificações na
vazão, carga e potência consumida ocorrem nas seguintes proporções:
ZHZF = R?F?HS
�H�F = R?H?FSH
�J;�()H�J;�()F = R?H?FS0
21
3.4.6. NPSH requerido (�����)
O NPSH requerido, de maneira analogamente oposta ao NPSH disponível, pode
ser entendido como a energia mínima (por unidade de peso) acima da pressão de vapor
do fluido, que deve existir no flange de sucção para que não ocorra cavitação.
A curva de NPSHr x Vazão (Z) é característica de cada modelo de bomba e é
fornecida pelo fabricante.
3.5. CAVITAÇÃO
Caso a pressão de um fluido, em dado ponto do bombeamento, atinja um valor
inferior à pressão de vapor do líquido bombeado, irá ocorrer a formação de bolhas de
vapor de parte desse líquido. Se, após essa ocorrência, o fluido as bolhas formadas
voltarem a atingir uma pressão superior à pressão de vapor do líquido, haverá o colapso
das bolhas com retorno à fase líquida. Porém, como o volume específico do líquido é
inferior ao volume específico do vapor, passará a existir um vazio, proporcionando o
aparecimento de ondas de choque.
A esse fenômeno é dado o nome de cavitação, e é um dos tópicos fundamentais
no estudo de bombas. Sua ocorrência gera diversos problemas, como barulho, vibração,
alteração das curvas características e danificação do material, uma vez que o colapso
das bolhas pode ocorrer junto à superfície metálica da bomba, lançando um microjato
ou onda de choque atingindo o material [4].
No caso das bombas centrífugas, a região de menor pressão, crítica para efeito
de cavitação, é a entrada do impelidor. Nesta região a pressão é mínima pois ainda não
houve nenhum acréscimo de pressão pelo impelidor e a energia foi reduzida pelas
perdas de carga na linha de sucção.
Uma condição usual para a verificação de não-cavitação é a seguinte:
����Q ≥ ����$ + 0,6���VíbY��J
22
3.6. ASSOCIAÇÃO DE BOMBAS EM PARALELO
Uma prática comum é a associação de bombas, que pode ser feita em série ou
em paralelo. A associação em paralelo garante uma maior flexibilidade operacional ao
sistema, uma vez que permite trabalhar com vazões variáveis garantindo uma boa
eficácia. Além disso, tem como vantagem uma maior segurança operacional, visto que
em caso de falha de uma das bombas, será possível continuar operando com o sistema,
ainda que com vazão reduzida, conforme pode ser visto na Figura 3.6.
Em relação à curva característica da bomba, quando se está operando com
bombas em paralelo, somam-se as vazões correspondentes aos mesmos valores de
carga. Na Figura 3.6 está representada essa operação, para duas bombas iguais. Deve-se
observar que quando as duas bombas estiverem trabalhando em paralelo, cada uma
estará operando com a vazão ZF (metade da vazão ZH), que é inferior à vazão correspondente quando apenas uma bomba estiver operando (ZFc), para o mesmo
sistema.
Figura 3.7 - Associação de bombas em paralelo [7]
23
4. ANÁLISE DO SISTEMA DE INTERESSE
Neste capítulo será apresentado o sistema de transporte de Nafta, suas
características e as condições necessárias para sua operação. Será feita uma análise
detalhada do mesmo, com objetivo de determinar os requisitos aos quais os
equipamentos de bombeamento devem atender para que possibilitem o funcionamento
desejado do sistema.
4.1. APRESENTAÇÃO DO SISTEMA
O sistema a ser tratado neste trabalho faz parte da Unidade de Destilação
Atmosférica e a Vácuo (UDAV), localizada no Complexo Petroquímico do Rio de
Janeiro (COMPERJ).
O sistema é composto, além da própria bomba a ser calculada, por um vaso de
pressão como reservatório de sucção, uma torre de destilação como reservatório de
descarga, dois trocadores de calor associados em série à jusante da bomba e as linhas de
sucção e descarga, incluindo acessórios e equipamentos de tubulação, como reduções,
curvas, medidores e válvulas.
Na Figura 4.1 um esquema simplificado contendo os principais equipamentos do
sistema é apresentado.
Figura 4.1 - Desenho esquemático do sistema
24
A Figura 4.2 mostra uma representação em 3D da instalação em questão.
Figura 4.2 - Representação em 3D do Sistema
O fluido de trabalho do sistema é a Nafta Petroquímica, que possui cor
amarelada, odor similar à gasolina e é solúvel em solventes orgânicos e sua faixa de
destilação apresenta:
100,4℃ − 50%�X��J���J 145,0℃ − 90%�X��J���J 158,2℃ − �JK;J��K�V
25
4.2 DADOS DO SISTEMA
Nesta seção são apresentadas as condições operacionais do sistema, incluindo as
características do fluido bombeado, das linhas de tubulação e dos demais equipamentos
existentes, exibidos nas tabelas abaixo.
Tabela 4.1 – Propriedades do fluido
Fluido Nafta Temperatura g 70 °^
Massa específica i 675,50 ��/�³Viscosidade absoluta j 0,27 ��Pressão de Vapor kl 509,95 ���(�)
Tabela 4.2 – Dados locais
Aceleração da gravidade g 9,81 �/ ²Pressão Atmosférica Patm 101989 ��(�)
Tabela 4.3 – Dados operacionais
Vazão m 114,3 �³/ℎAltura estática de sucção no 7,8 �Altura estática de descarga np 17,2 �
Pressão no reservatório de sucção ko 451106 ��(�)Pressão no reservatório de descarga kp 1127765 ��(�)
Tabela 4.4 – Dados de tubulação
Diâmetro nominal sucção qo 254,0 ��Diâmetro nominal descarga qp 203,2 ��Diâmetro interno sucção qro 260,4 ��Diâmetro interno descarga qrp 202,7 ��
Rugosidade s 0,0457 ��
Tabela 4.5 – Comprimento reto de tubulação
Comprimento Reto de Tubulação
Sucção 18,12 �Descarga 80,88 �
26
Tabela 4.6 – Acessórios na tubulação de sucção
Acidente / Equipamentos Quantidade Curva 90 RL 9 Tê Ramal 1
Entrada K=0,5 1 Válvula gaveta 1 Redução (10x4) 1
Filtro T 1
Tabela 4.7 – Acessórios na tubulação de descarga
Acidente / Equipamentos Quantidade Curva 90 RL 31 Curva 45 RL 1 Saída K=1 3
Entrada K=0,5 2 Tê Direto 11 Tê Ramal 2
Válvula Gaveta 8 Válvula Retenção 1 Redução (8x6) 2 Ampliação (8x6) 2 Redução (6x4) 1 Ampliação (6x4) 1 Ampliação (6x3) 1 Redução (10x8) 1 Medidor de vazão 1 Trocador de calor 1
Válvula de Controle 1
4.3 CÁLCULOS DO SISTEMA
Nesta seção serão feitos os cálculos relativos ao sistema levando em conta suas
características operacionais. O objetivo desse cálculo é determinar a requisição de carga
que uma máquina de fluxo deve ser capaz de fornecer para ser possível operar o
sistema. Esse dimensionamento será a base para, mais adiante, fazer a seleção da bomba
mais adequada.
27
Para os cálculos relativos ao escoamento do fluido, o mesmo foi considerado
incompressível, uniforme e permanente.
.
4.3.1 Cálculos do Fluido
Nesta seção serão calculadas três propriedades do fluido que serão utilizadas em
cálculos posteriores: O peso específico, a densidade e a viscosidade cinemática.
4.3.1.1 Cálculo do Peso Específico - � � = �. �
� = 675,5.9,81 � = 6626,7�/�³
4.3.1.2 Cálculo da Densidade - � � = � �átuv6℃7
� = 675,5 10007
� = 0,676
4.3.1.3 Cálculo da Viscosidade Cinemática - �
� = � �7
� = 0,27 675,57
� = 0,0004��;
4.3.2 Cálculo das Perdas de Carga
Conforme exposto anteriormente, o cálculo de perda de carga devido ao
escoamento do fluido na tubulação será feito através do método do comprimento
equivalente. Os cálculos serão divididos entre a perda de carga na tubulação de sucção e
de descarga e são apresentados a seguir.
28
4.3.2.1 Cálculo da Perda de Carga na Sucção
A fórmula utilizada para a perda de carga é a seguinte:
ℎ-) = �). M)?%) .>)H2� + Tℎ-)UOP+%w
Onde,
M) = M$O#! +xMOP%
%
O segundo termo da equação, Tℎ-)UOP+%w, é a perda de carga gerada por equipamentos. Diferentemente dos acessórios de tubulação, em que usamos o
comprimento equivalente, a perda dos equipamentos é fornecida diretamente pelo
fabricante, por isso ela é tratada separadamente como segundo termo da equação.
Dando início aos cálculos, primeiro devemos calcular o coeficiente de atrito
(�)). Para tal, usamos o Ábaco de Moody, tendo como dados de entrada o número de
Reynolds (�)) e a Rugosidade Relativa (N ?%)⁄ ), que também serão calculados a
seguir.
N?%) = 0,0457/260,4
N?%) = 0,00018
�) = �. >). ?%)�
Onde
� = 675,5��/�³
� = 0,27�� = 0,00027��.
?%) = 260,4��
29
>) = Zy) =
Zz.?%)H4
= 4.Zz. ?%)H
>) = 4. (114,3/3600)|z. }260,41000~
H�
>) = 0,6�/
Então,
�) = �. >). ?%)� = 675,5. 0,6. (260,4 1000⁄ )0,00027
�) = 388395,74
Tendo o número de Reynolds e a rugosidade relativa da tubulação de sucção,
damos entrada no Ábaco de Moody para extrair o valor de �), como mostra a Figura 4.3.
Figura 4.3 – Ábaco de Moody para tubulação de sucção [4]
30
�) = 0,0156
Para o cálculo de M) devemos considerar a soma do comprimento reto com o
somatório dos comprimentos equivalentes da tubulação.
M$O#! = 18,12�
A Tabela 4.8 mostra cada acessório da tubulação de sucção e seu respectivo
comprimento equivalente, retirado das Tabelas 3.1 a 3.4.
Tabela 4.8 – Comprimento equivalente na tubulação de sucção
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP [m]
Curva 90 RL 9 7,62 68,58 Tê Ramal 1 15,24 15,24
Entrada K=0,5 1 9,45 9,45 Válvula gaveta 1 3,66 3,66 Redução (10x4) 1 2,44 2,44
Total 117,49
xMOP% = 117,49�
%
M) = 18,12 + 117,49 M) = 135,61�
O único equipamento presente na linha de sucção é o Filtro T. Sua perda de
carga equivalente, fornecida pelo fabricante, para a vazão de operação é de
0,007 ��� ��²⁄ .
Tℎ-)UOP+%w = 0,007 ��� ��²⁄ = 686,47��
686,47(�. �) = 686,47
(676,5. 9,81)
31
Tℎ-)UOP+%w = 0,104�
Finalmente, a perda de carga na tubulação de sucção, para a vazão de operação,
é:
ℎ-) = 0,0156. 135,61}260,41000~. 0,6H(2. 9,81) + 0,104
ℎ-) = 0,252�
4.3.2.2 Cálculo da Perda de Carga na Descarga
De forma análoga,
ℎ-Q = �Q . MQ?%Q .>QH2� + Tℎ-QUOP+%w
MQ = M$O#! +xMOP%
%
N?%Q = 0,0457/202,7
N?%Q = 0,00023
�Q = �. >Q. ?%Q�
� = 0,27�� = 0,00027��.
32
>Q = ZyQ =
Zz.?%QH4
= 4.Zz. ?%QH
>Q = 4. (114,3/3600)|z. }202,71000~
H�
>Q = 0,98�/
�Q = �. >Q. ?%Q� = 675,5. 0,98. (202,7 1000⁄ )0,00027
�Q = 498955,36
Tendo agora o número de Reynolds e a rugosidade relativa da tubulação de
descarga, do Ábaco de Moody extraímos o valor de �Q, como mostra a Figura 4.4.
Figura 4.4– Ábaco de Moody para tubulação de descarga [4]
33
�Q = 0,0157
M$O#! = 80,88�
A Tabela 4.9 mostra cada acessório da tubulação de descarga e seu respectivo
comprimento equivalente, retirado das tabelas da seção 3.2.4.
Tabela 4.9– Comprimento equivalente na tubulação de descarga
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP[m]
Curva 90 RL 31 6,1 189,1 Curva 45 RL 1 3,05 3,05 Saída K=1 3 14,63 43,89
Entrada K=0,5 2 7,32 14,64 Tê Direto 11 4,27 46,97 Tê Ramal 2 12,2 24,4
Válvula Gaveta 8 2,74 21,92 Válvula Retenção 1 100 100 Redução (8x6) 2 2,13 4,26 Ampliação (8x6) 2 2,13 4,26 Redução (6x4) 1 1,22 1,22 Ampliação (6x4) 1 1,22 1,22 Ampliação (6x3) 1 2,44 2,44 Redução (10x8) 1 1,83 1,83
Total 459,20
xMOP% = 459,20�
%
MQ = 80,88 + 459,20
MQ = 540,1�
A tubulação de descarga possui três equipamentos: um medidor de vazão, os
trocadores de calor e uma válvula de controle, cujas perdas de carga são mostradas a
seguir.
34
Tabela 4.10 – Perda de carga nos equipamentos de descarga
Equipamento ℎ- [kgf/cm²]
Medidor de vazão 0,20 Trocador de calor 0,24
Válvula de Controle 1,3
Total 1,74
Tℎ-QUOP+%w = 1,74 ��� ��²⁄ = 170635,7��
170635,7(�. �) = 170635,7
(676,5. 9,81)
Tℎ-QUOP+%w = 25,75�
Logo, a perda de carga na tubulação de sucção, para a vazão de operação, é:
ℎ-Q = 0,0157. 540,1}202,71000~. 0,98H(2. 9,81) + 25,75
ℎ-Q = 27,842�
4.3.3 Cálculo da Altura Manométrica Total do Sistema – �
Nesta seção será calculada a Altura Manométrica Total do sistema, para a vazão
de operação.
� = �Q − �)
�Q = �Q� + IQ + ℎ-Q
�) = �)� + I) − ℎ-)
35
�Q = 11277656626,7 + 17,2 + 27,8
�Q = 215,2�
�) = 4511066626,7 + 7,8 − 0,252
�) = 75,6�
� = 215,2 − 75,6
� = 139,6�
4.3.4 Cálculo da Pressão Diferencial – ∆�
∆� = �.�
∆� = 139,6.6626,7
∆� = 925125,8�� = 925���
4.3.5 Cálculo da Pressão nos Flanges de Sucção e Descarga – �-)��-Q
�-) = �) + �. I) − ℎ-)
�-Q = �Q + �. IQ + ℎ-Q
ℎ-)[��] = ℎ-)[�]. � = 0,252.6626,7 = 1670��
ℎ-Q [��] = ℎ-Q[�]. � = 27,8.6626,7 = 184222��
36
�-) = �) + �. I) − ℎ-) = 451106 + 6626,7.7,8 − 1670
�-) = 501124�� = 501���
�-Q = �Q + �. IQ − ℎ-Q = 1127765 + 6626,7.17,2 + 184222
�-Q = 1425966�� = 1426���
A titulo de verificação pode-se calcular a pressão diferencial a partir da diferença
das pressões nos flanges de sucção e descarga.
∆� = �-Q − �-)
∆� = 1426 − 501 = 925���
Portanto, o resultado está compatível com o calculado na seção 4.3.4.
4.3.6 Determinação da Curva do Sistema
Para determinar a curva mostrando a variação de altura manométrica total com a
vazão fixam-se arbitrariamente valores de vazão, e faz-se o cálculo da altura
manométrica para cada uma. O que causa a variação de altura manométrica de uma
vazão para outra é a perda de carga, que varia aproximadamente com o quadrado da
vazão. Portanto, para cada vazão devemos recalcular a velocidade de escoamento, o
número de Reynolds e o coeficiente de atrito para então termos a perda de carga para
aquela vazão. Soma-se, então, a perda de carga ao Head estático (parte estática do
Head), que não varia com a vazão, para obtermos as alturas manométricas em cada
vazão e então determinarmos a curva do sistema.
As perdas de carga nos equipamentos também podem ser consideradas como variando
proporcionalmente ao quadrado da vazão, portanto para o cálculo proposto, foi determinado um
coeficiente de proporcionalidade para os equipamentos nos trechos de sucção e descarga,
mostrados abaixo.
Os resultados destes cálculos estão expostos nas tabelas a seguir.
37
Tabela 4.11 – Coeficientes de perda de carga dos equipamentos
Coeficiente de perda de carga
Sucção 7,93. 10�� �/(�³/ℎ)² Descarga 1,97. 10�0 �/(�³/ℎ)²
Tabela 4.12 – Variação da altura manométrica de sucção com a vazão
%Z Z[�0 ℎ⁄ ] >)[� ⁄ ] �) �) ℎ-)[�] �)[�] 0% 0 0 - - - 75,87 20% 22,9 0,12 77679 0,01978 0,012 75,86 40% 45,7 0,24 155358 0,01760 0,043 75,83 60% 68,6 0,36 233037 0,01662 0,094 75,78 80% 91,4 0,48 310717 0,01603 0,164 75,71 100% 114,3 0,60 388396 0,01564 0,252 75,62 120% 137,2 0,72 466075 0,01535 0,359 75,52
Tabela 4.13 – Variação da altura manométrica de descarga com a vazão
%Z Z[�0 ℎ⁄ ] >Q[� ⁄ ] �Q �Q ℎ-Q [�] �Q [�] 0% 0 0 - - - 187,39 20% 22,9 0,20 99791 0,01915 1,132 188,52 40% 45,7 0,39 199582 0,01730 4,489 191,87 60% 68,6 0,59 299373 0,01648 10,061 197,45 80% 91,4 0,79 399164 0,01601 17,845 205,23 100% 114,3 0,98 498955 0,01570 27,842 215,23 120% 137,2 1,18 598746 0,01548 40,050 227,44
Tabela 4.14 – Variação da altura manométrica total com a vazão
%Z Z[�0 ℎ⁄ ] �[�] 0% 0 111,51 20% 22,9 112,66 40% 45,7 116,04 60% 68,6 121,67 80% 91,4 129,52 100% 114,3 139,61 120% 137,2 151,92
38
De posse dos dados acima, podemos plotar a curva do sistema.
Figura 4.5 – Curva do Sistema
4.3.7 Cálculo do NPSH disponível - �����
O Cálculo do ����� faz-se extremamente importante, para que, no processo de
seleção da bomba, seja feita a verificação de que não irá ocorrer cavitação. Essa análise
futura será feita comparando o NPSH requerido (�����) pela bomba com o NPSH
disponível, que o sistema é capaz de oferecer.
����� = �)� + I) +��#� − �� − ℎ-) = �) + ��#� − ��
����� = 4511066626,7 + 7,8 +
101989 − 5099466626,7 − 0,252
����� = 14,06�
100,0
110,0
120,0
130,0
140,0
150,0
160,0
0 20 40 60 80 100 120 140 160
He
ad
[m
]
Vazão [m³/h]
Curva do Sistema
39
4.3.7.1 Curva do �����
Em um cálculo semelhante ao da determinação da curva do sistema,
determinamos a curva do ����� para alguns valores de vazão. Os resultados são
apresentados na Tabela 4.15, e plotados na Figura 4.6.
Tabela 4.15 – Variação do ����� com a vazão
%Z Z[�0 ℎ⁄ ] �)[�] ����Q [�] 0% 0 75,87 14,31
20% 22,9 75,86 14,30
40% 45,7 75,83 14,27
60% 68,6 75,78 14,22
80% 91,4 75,71 14,15
100% 114,3 75,62 14,06
120% 137,2 75,52 13,95
Figura 4.6 – Curva de ����� do sistema
13,9
14,0
14,1
14,2
14,3
14,4
0 20 40 60 80 100 120 140 160
NP
SH
d [
m]
Vazão [m³/h]
Curva de NPSHd
40
5. SELEÇÃO DA BOMBA
Nesta seção serão avaliadas propostas de dois fornecedores internacionalmente
conhecidos e de alta confiabilidade no mercado de bombas. A comparação será feita
com o objetivo de escolher a bomba que melhor satisfaça os requisitos do sistema
previamente calculados e terá como principal guia conceitual a norma API 610 [8].
O projeto visa atender ao requisito de ser selecionada uma bomba, operando
sozinha, capaz de satisfazer as necessidades impostas pelo sistema de forma segura e
eficiente.
Para isso, foram adotadas algumas premissas de projeto, apresentadas a seguir.
5.1. PREMISSAS DE PROJETO
Como premissa deste projeto, no que concerne à seleção do equipamento, foi
determinado que a bomba deve ser do tipo Centrífuga Radial. Essa preferência decorre
fundamentalmente das seguintes qualidades:
� Podem ser acionadas diretamente por motor elétrico sem necessidade de
adaptadores de velocidade;
� Trabalham em regime permanente;
� Fornecem boa flexibilidade operacional, pois a vazão pode ser modificada
por recirculação, fechamento parcial de válvula na tubulação de descarga ou,
alternativamente, por mudança de rotação ou diâmetro externo do impelidor;
� Normalmente requerem menores cuidados de manutenção que outros tipos
de bomba;
� Cobrem uma ampla faixa de vazão;
� O Preço pode ser considerado favorável comparado a outros tipos de bomba.
Outra vantagem é o grande acesso a dados teóricos e conceituais, uma vez que
esse tipo de bomba ocupa a maior parcela do mercado de bombas para operações
industriais, especialmente na indústria petroquímica e de óleo de gás.
Para operar vazões de até 1000 m³/h e Altura Manométrica Total de até 220 m,
são usualmente indicadas bombas de orientação horizontal, de sucção axial e rotor em
balanço (Overhung) [8].
41
Com isso, fica definido, pelas premissas do projeto, que a bomba selecionada
deve ser centrífuga, radial, de orientação horizontal, com sucção axial e rotor em
balanço. Abaixo, a Figura 5.1 ilustra um exemplo de bomba com estas características.
Figura 5.1 – Bomba horizontal, centrífuga radial, com rotor em balanço [9]
5.2. RECOMENDAÇÕES DA NORMA API 610
A norma API 610 faz diversas recomendações para a utilização de bombas
centrífugas para indústria petroquímica e de óleo e gás. Entre essas recomendações,
podemos destacar algumas diretamente aplicáveis ao sistema em questão. São elas:
� Bombas com acionadores de velocidade constante devem ser capazes de,
pelo menos, um aumento de 5% na carga em relação às condições nominais
através da instalação de um novo impelidor ou impelidores;
� Deve-se dar preferência a bombas com curvas estáveis;
� O impelidor da bomba deve ser do tipo fechado
� A bomba deve, preferencialmente, operar em uma faixa de vazão entre 70%
a 120% do BEP, e, idealmente, na faixa de 80% a 110% do BEP;
� Usar bombas com carcaças bipartidas radialmente se o fluido for tóxico ou
inflamável com densidade menor que 0,7 na temperatura de bombeamento;
42
� A classe de material mais adequada para a construção da bomba para o
bombeamento de Nafta em temperaturas inferiores a 230 °C é a S-1 e para
temperaturas superiores a 230 ºC é a S-6;
� Para bombas do tipo OH (Overhung), ou seja, com impelidor em balanço, o
tipo OH2 (montagem pela linha de centro) é preferível ao tipo OH1
(montagem pelo pé), uma vez que este último não atende a todos os critérios
estabelecidos.
5.3. CRITÉRIOS DE SELEÇÃO
Foram considerados diversos critérios em conjunto para a comparação e seleção,
dentre os quais, podemos destacar:
� Eficiência
� ���� requerido
� Posicionamento em relação ao ��� � Potência requerida
� Diâmetro do impelidor
� Classe do material usado na construção
Devemos sempre procurar a bomba que apresente a maior eficiência para a
condição de operação desejada. De forma oposta, é desejado um baixo �����, para que não se aproxime do ����� do sistema, o que causaria o fenômeno da cavitação,
muito prejudicial ao funcionamento da bomba.
A potência requerida pela bomba está diretamente ligada à sua eficiência.
Quanto maior a eficiência, menor a potência requerida. Portanto, deve-se buscar o
equipamento que necessite da menor potência possível.
Para atingir o ponto de operação desejado, geralmente faz-se é a usinagem do
impelidor da bomba. No entanto, deve-se atentar para o fato de que quanto mais
material é retirado do impelidor, maiores são as chances de ocorrer recirculação interna,
o que reduz a eficiência da operação. Logo, em geral, busca-se por uma bomba cujo
diâmetro do impelidor esteja o mais próximo possível do diâmetro máximo, não
43
esquecendo, apenas, da recomendação da API 610 descrita acima, que pede ser possível
um aumento de 5% de carga através da substituição do impelidor.
No que diz respeito à classe do material utilizado na construção, é recomendado
escolher uma bomba cuja classe de material seja a especificada pela API 610. Porém,
apesar da grande valia dessa recomendação, algumas outras considerações devem ser
feitas:
� Verificar experiências anteriores em serviços semelhantes ou iguais
� Solicitar ao fabricante resultado de soluções por ele encontradas em serviços
semelhantes
� Deve-se estar atualizado com relação à disponibilidade de novos materiais
no mercado
Além de todos os critérios de seleção já descritos, a prática sugere dois outros
pontos:
� Escolher bombas cujo Head no Shut-off seja de 10% a 20% maior que o
Head do ponto de operação
� Escolher bombas cuja vazão de operação seja inferior à vazão
correspondente à vazão do BEP, ou seja, que o ponto de vazão desejada
esteja à esquerda do ponto de vazão do BEP
Sabendo que todos esses fatores estão de certa forma, interligados, é importante
saber fazer uma análise em conjunto das características de cada bomba, para conseguir
escolher o equipamento mais adequado para o serviço.
5.4. FABRICANTE 1 – FLOWSERVE
Para fazer uma pré-seleção da bomba mais indicada entre as possibilidades
oferecidas pelo Fabricante 1, foi utilizado o software FlowSelex disponível no próprio
site do fabricante.
Softwares desse tipo são amplamente utilizados hoje em dia, e aparecem em
praticamente todos os sites de grandes fabricantes. Seu objetivo é reunir em meio
digital, de forma prática e acessível, informações sobre produtos que eram antigamente
44
contidas em catálogos, ábacos de cobertura e manuais. Sua utilização facilita muito o
processo de seleção, pois garante uma maior autonomia ao cliente, uma vez que reduz a
necessidade de interface pessoal com o fabricante.
Na interface do software, os inputs necessários sobre as condições de operação
são:
Vazão – 114,3�0 ℎ⁄
AMT – 139,61�
NPSHd – 14,06�
Viscosidade do fluido –0,27�� Densidade do fluido –0,676 Pressão no flange de sucção – 501,1���(�) Temperatura do fluido – 70°^ Pressão de vapor do fluido – 509,95���(�) Tipo do fluido – ����J����JK�;J Inflamável? – ���
Tóxico? – ���
Contém H2S? – �ãJ Normativo – y��61010;ℎ���;�JK
Em seguida, pede-se selecionar, entre as linhas de produtos apresentadas, as
linhas de interesse. Devemos selecionar as linhas de produto do tipo OH2, conforme já
demonstrado.
Na próxima etapa, pede-se inserir restrições hidráulicas. Neste ponto,
adicionamos as duas restrições ditadas pela prática, citadas na seção 5.3, sobre escolher
um ponto de operação à esquerda do BEP e bombas cujo � no Shut-off seja de 10% a
20% maior que o do ponto de operação.
Além destas duas, adiciona-se também a restrição recomendada pela API 610
que pede ser possível um aumento de 5% de Head, devido à troca de impelidor.
É importante ressaltar que não há necessidade de se fazer quaisquer correções
relativas à viscosidade, pelo fato de a Nafta ser um fluido menos viscoso que a água.
Depois de adicionadas essas restrições, e analisadas as opções de acordo com os
critérios adotados, finalmente chegamos ao modelo de bomba mais adequado para o
45
sistema. Suas características principais são mostradas abaixo, e suas curvas e dados
adicionais estão contidos no Anexo I.
Tabela 5.1 – Características da bomba do Fabricante 1
Modelo PHL 35.10.08.30F
Eficiência [%] 67,5 % BEP 96,1
����� [m] 5,0 Potência consumida [kW] 43,5
Diâmetro do impelidor [%?���] 94,9 Classe de material S-1
� em Shut-off [%�] 115,0
% � máximo 88,2
5.5. FABRICANTE 2 – SULZER
Assim como no caso do fabricante 1, para a pré-seleção entre os modelos de
bomba oferecidos pelo fabricante 2 também foi utilizado um software hospedado no
próprio site do fornecedor, o Sulzer Select.
De forma semelhante, devem ser inseridos os seguintes dados de operação do
sistema na interface inicial do software:
Vazão – 114,3�0 ℎ⁄
AMT – 139,61�
NPSHd – 14,06�
Pressão no flange de sucção – 501,1���(�)
Massa específica –675,5��/�³ Temperatura do fluido – 70°^ Viscosidade do fluido –0,27�� Pressão de vapor do fluido – 509,95���(�)
Deve-se, agora, adicionar restrições já mencionadas anteriormente: Head no
Shut-off de 10% a 20% superior ao ���� de operação, e curva do sistema estável.
46
Na próxima etapa, seleciona-se, dentre as possibilidades apresentadas, as linhas
de produto do tipo Horizontal, com rotor em balanço (OH) e carcaça bipartida
radialmente.
Em seguida, o programa apresenta somente um modelo de bomba compatível
com todos os requisitos especificados. Este modelo possui as seguintes características:
Tabela 5.2 – Características da bomba do Fabricante 2
Modelo 3x4x13-1-OHH
Eficiência [%] 62,1 % BEP 84,8
����� [m] 5,2 Potência consumida [kW] 47,3
Diâmetro do impelidor [%?���] 84,6 Classe de material S-6
� em Shut-off [%�] 116,3
% � máximo 66,2
As curvas características e dados adicionais estão contidos no Anexo II.
5.6. COMPARAÇÃO ENTRE OS FABRICANTES
Agora serão comparadas as duas bombas pré-selecionadas, de cada fabricante,
de modo a se determinar aquela mais adequada para operar no sistema apresentado.
Na Tabela 5.3 podemos ver as características de cada uma, lado a lado.
Tabela 5.3 – Características das bombas pré-selecionadas
Fabricante 1 (Flowserve) 2 (Sulzer)
Modelo PHL 35.10.08.30F 3x4x13-1-OHH
Eficiência [%] 67,5 62,06 % BEP 96,1 84,77
����� [m] 5,0 5,2 Potência consumida [kW] 43,5 47,31
Diâmetro do impelidor [%?���] 94,4 84,61 Classe de material S-1 S-6
� em Shut-off [%�] 115,00 116,32
% � máximo 88,2 66,2
47
De acordo com as informações acima, podemos perceber que as duas bombas
mencionadas satisfazem completamente todas as restrições e recomendações propostas.
Ambas possuem um Head em Shut-off dentro da faixa recomendada de 110% a 120%
do Head de operação, e são capazes de produzir um aumento de 5% na carga pela troca
do impelidor, uma vez que a razão Head de operação / Head máximo não ultrapassa
95% em nenhum dos casos.
Porém, a partir da tabela acima, percebe-se uma boa vantagem do Fabricante 1 nos
quesitos de Eficiência e % BEP. A potência consumida é praticamente a mesma para os
dois produtos, com uma ligeira vantagem do Fabricante 1, mesmo caso em relação ao
NPSHr e à recirculação interna, devido à usinagem do impelidor.
Em relação à classe de material, devemos observar que o material utilizado na
bomba do Fabricante 2 é de classe S-6, que, de acordo com a API 610, só seria
necessário, para bombeamento de Nafta, em temperaturas acima de 230 ºC. No entanto,
em consulta a engenheiros da área, foi informado que a utilização de material de classe
S-6 trata-se de uma solução bastante recorrente e bem aceita, podendo ser vista como
um excesso de segurança.
Portanto, fica evidente que a bomba mais adequada é modelo PHL 35.10.08.30F
proposta pela Flowserve, que, do ponto de vista técnico, é a que possui melhor
desempenho, fazendo dela o modelo selecionado neste projeto.
A Figura 5.2 representa a bomba selecionada apresentada em corte.
Figura 5.2 – Desenho em seção da bomba selecionada [10]
Tendo selecionado o equipamento, devemos atentar para o fato de que os flanges de
sucção e descarga da bomba selecionada possuem um diâmetro nominal de 4 in e 3 in,
respectivamente. Já a tubulação de sucção e descarga possuem diâmetros nominais de
48
10 in e 8 in, respectivamente, portanto faz-se necessária a adição de duas reduções, uma
de 10x4 polegadas e outra de 8x3 in.
Com isso, deveria fazer uma correção da curva do sistema, adicionando as perdas de
carga novas causadas pela adição das reduções. No entanto, cálculos breves mostram
que esses novos acessórios acarretariam em um aumento de apenas 1,4%,
aproximadamente, de comprimento equivalente de tubulação, podendo, portanto, ser
desconsiderado.
Abaixo, são mostrados os valores e as curvas de Altura manométrica do sistema e da
bomba selecionada, em uma mesma figura, onde vemos o ponto de operação do sistema.
Tabela 5.4 – Variação dos Heads do sistema e da bomba com a vazão
%Z Z[�³/ℎ] �)%)#O��[�] �(!�(�[�]0% 0 111,51 160,55 20% 22,9 112,66 160,13 40% 45,7 116,04 159,07 60% 68,6 121,67 155,83 80% 91,4 129,52 149,49 100% 114,3 139,61 139,61 120% 137,2 151,92 126,44
Figura 5.3 – Curva ��m do sistema e da bomba
100,00
110,00
120,00
130,00
140,00
150,00
160,00
170,00
0 20 40 60 80 100 120 140 160
He
ad
[m
]
Vazão [m³/h]
H sistema
H bomba
49
5.7. ANÁLISE DE CAVITAÇÃO
Como já foi explicado, deve-se evitar o fenômeno da cavitação em bombas por
uma série de fatores, e o método usado para fazer a verificação é utilizando os conceitos
de NPSH requerido e NPSH disponível.
De um modo geral, a margem usada na prática é de 2�; (0,6�) de líquido.
Dessa forma, é estabelecida a seguinte condição para não-cavitação:
����Q ≥ ����$ + 0,6���VíbY��J
Verificando para este caso, chegamos a:
14,06� ≥ 5,0� + 0,6�
Como a relação acima é verdadeira, com uma folga bastante expressiva de mais
de 8� de líquido, a bomba selecionada não corre risco de apresentar cavitação,
segundo o critério adotado.
50
6. SELEÇÃO DE UM MECANISMO DE VEDAÇÃO
O sistema de vedação (ou selagem) é uma das partes mais importantes de uma
bomba centrífuga. Mesmo ligeiros defeitos na sua construção ou condição podem
impedir o funcionamento satisfatório da bomba.
Este mecanismo tem como principal função proteger a bomba contra
vazamentos nos pontos onde o eixo passa através da carcaça, e deve ser tratado com
cuidado especial quando o sistema opera com fluido considerado de alto risco para a
saúde e o meio ambiente.
A selagem entre o eixo e a carcaça normalmente é obtida através de dois
métodos:
� Por Gaxetas
� Por Selo Mecânico
A selagem por gaxetas é considerada mais simples, e funciona de forma eficiente
quando a bomba opera com fluidos limpos, não tóxicos, não inflamáveis, ou seja, não
perigosos, em condição de operação.
No entanto, devido à grande aplicação de bombas em indústrias de processo,
hoje em dia muitas vezes os fluidos de trabalho apresentam essas características
consideradas de alto risco, como é o caso da Nafta, fluido bombeado pelo sistema
estudado neste trabalho.
A Nafta é altamente volátil, inflamável e extremamente prejudicial à saúde
humana, podendo causar os seguintes efeitos quando em contato com uma pessoa [11]:
� Irritação nos olhos
� Forte ressecamento da pele
� Desmaios
� Pneumonia, em casos de inalação
Dadas essas circunstâncias, fica claro que para o sistema em questão é indicado
o uso de um selo mecânico para a vedação.
Assim sendo, esse capítulo tem como objetivo fazer a escolha de um selo
mecânico e seus dispositivos auxiliares que possibilitem a melhor vedação possível para
o sistema, garantindo a segurança da operação.
51
Como guia para esse processo, será utilizada a norma API 682 – Pumps – Shaft
Sealing Systems for Centrifugal and Rotatory Pumps – 3rd Edition [13], específica para
sistemas de selagem em bombas centrífugas e rotativas.
6.1. VEDAÇÃO POR SELO MECÂNICO
Nesta seção será feita uma introdução teórica sobre os selos mecânicos,
apresentando seu princípio de funcionamento, bem como suas principais características
construtivas e operacionais, para que mais adiante seja possível fazer a seleção de um
modelo adequado.
6.1.1. Princípio de funcionamento
De modo geral, todos os selos mecânicos têm fundamentalmente o mesmo
principio de funcionamento. As superfícies de selagem são localizadas em um plano
perpendicular ao eixo e usualmente consistem de duas superfícies adjacentes altamente
polidas; uma superfície é ligada ao eixo e a outra à parte estacionaria da bomba. Estas
superfícies altamente polidas são, geralmente, mantidas em contato contínuo através da
ação de molas e pela pressão do fluido dentro da caixa de selagem, formando um selo
fluido entre as partes rotativas e estacionárias com muito pequenas perdas por atrito
Os selos mecânicos necessitam, para um adequado funcionamento, que uma
película de filme de líquido seja formada entre as faces de selagem. Esse líquido pode
ser o próprio líquido bombeado ou outro líquido, com propriedades compatíveis ao
fluido bombeado, proveniente de fonte externa.
Na Figura 6.1, podemos observar o posicionamento dos principais componentes
de um selo mecânico comercial.
52
Figura 6.1 – Selo Mecânico [7]
Selos mecânicos têm sempre três regiões principais nas quais a selagem deve ser
feita, como pode ser observado na Figura 6.2
Figura 6.2 – As três regiões de selagem [14]
� Selagem Primária – Entre as superfícies em contato dos elementos de selagem;
� Selagem Secundária – Entre o elemento rotativo e o eixo, (ou luva de eixo);
� Selagem Terciária – Entre o elemento estacionário, a sobreposta e a carcaça.
Para a selagem primária, compreendida entre as faces de contato da sede rotativa
com a sede estacionária, o vazamento é controlado mediante a manutenção de um
53
contato bem firme entre as partes devido à ação da(s) mola(s) e da pressão do fluido na
caixa.
Para a selagem secundária, pode ser usado anel em ‘O’, cunha, anéis em ‘V’, e
fole de borracha ou elastômero.
Para a selagem terciária utiliza-se, de acordo com o tipo de selo, uma junta
convencional ou anel em ‘O’.
6.1.2. Características e Componentes
Nesta seção serão listadas e analisadas algumas das principais características e
tipos de selos mecânicos.
- Selo Interno e Externo
Existem dois arranjos básicos para os selos mecânicos. O primeiro, como mostra a
Figura 6.3, a montagem é dita interna, pois a sede rotativa está localizada dentro da
caixa de selagem e em contato com o fluido bombeado. No segundo arranjo, como
ilustra a Figura, a sede rotativa está localizada na parte externa da caixa de selagem.
Figura 6.3 – Selo Interno [14]
Figura 6.4 – Selo Externo [14]
54
- Selo Balanceado e Não-Balanceado
Selos podem ser balanceados ou não-balanceados. Em selos não-balanceados
toda a pressão interna atua no sentido de juntar as faces de selagem, o que pode gerar
um aumento de temperatura das faces e conseqüente desgaste das mesmas.
Um artifício utilizado para evitar esse efeito indesejado é o chamado
balanceamento do selo, que consiste em reduzir a seção transversal da sede estacionária
por meio de um ‘degrau’, que desalinha a sede rotativa em relação à sede estacionária.
Esse desnível gera uma força na direção contrária à de fechamento das superfícies, o
que termina por aumentar a vida do selo.
No entanto, selos balanceados não devem ser usados para pressões internas da
caixa de selagem menores que 40 psi(g), pois o contato entre as faces de selagem pode
ser insatisfatório.
- Molas Múltiplas e Mola Única
Os selos podem ser compostos por uma mola única, como mostrado na Figura
6.5 (a), ou por molas múltiplas, como na Figura 6.5 (b). A mola única é posicionada
concentricamente ao eixo, enquanto múltiplas molas ficam ‘apoiadas’, tangenciando o
eixo.
Figura 6.5 – Comparação entre (a) Mola única e (b) Múltiplas molas [7]
55
A escolha por um tipo ou por outro geralmente se dá devido ao espaço físico
disponível e ao líquido presente na caixa de selagem. A vantagem da mola única é que
se torna um elemento com menos chance de entupimento/obstrução, devido à maior
abertura do componente. Já a montagem com mais de uma mola requer menos espaço
físico, o que se mostra necessário em diversos casos.
- Selos tipos Pusher e Non-Pusher
Selos são ditos do tipo Pusher quando o elemento utilizado para a selagem
secundária (ex. anel em ‘O’) se move axialmente de modo a acomodar o desgaste da
face principal de selagem
Já em selos tipo Non-Pusher o elemento para a vedação secundária é axialmente
estacionário. O desgaste da face primária é geralmente acomodado por foles metálicos
ou elastoméricos que se movem, expandindo, auxiliando a compressão das faces
primárias [12]. A Figura 6.6 representa os dois tipos tratados.
Figura 6.6 – Selos tipo (a) Pusher e (b) Non-Pusher [15]
- Selos Tipo Cartucho
São selos pré-montados de fábrica com seus componentes já montados num
conjunto único sobre a luva de eixo, ajustada a uma sobreposta. A utilização de selos do
tipo Cartucho elimina a necessidade de posicionamento e ajustes internos precisos
durante a montagem, o que demanda grande habilidade.
A Figura 6.5 apresenta um selo do tipo Cartucho.
56
Figura 6.7 – Selo do tipo Cartucho [16]
- Selo Mecânico Duplo
Selos duplos são usados quando um grau mais alto de proteção contra vazamento é
necessário. Compreendem dois conjuntos de faces de selagem combinadas para proporcionar
uma maior segurança para o ambiente onde a bomba está inserida.
Os selos duplos são indicados quando a bomba opera com líquidos voláteis, com alta
corrosividade, viscosidade, abrasividade, são prejudiciais à saúde humana ou ao meio ambiente,
fluidos muito viscosos (>1600 �k), aplicações criogênicas, ou quando se quer diluir drasticamente a diluição do líquido bombeado com o líquido de selagem de fonte
externa.
Selos duplos podem ser de três configurações diferentes: Montagem Costa a Costa; Face
a Face; e Face a Costa, mais conhecido como em Série (Tandem). Essas configurações
correspondem a diferentes orientações de posicionamento.
Independente da configuração, os selos duplos requerem o uso do chamado Fluido de
Barreira, que mantém uma barreira de líquido ou gás entre os dois conjuntos de superfícies de
selagem.
A Figura 6.7 apresenta o posicionamento dos componentes de um selo duplo com
montagem em série.
57
Figura 6.8 – Selo mecânico Duplo em Série [7]
6.1.3. Planos de Selagem
Planos de selagem são definidos como configurações de tubulação, instrumentação e controle determinadas no intuito de direcionar o fluido de selagem. Cada plano consiste em uma forma/arranjo diferente de alcançar a selagem e sua aplicação varia de acordo com diversos fatores, como fluido a ser bombeado, tipo de selo mecânico, e requisições de segurança da operação.
A norma API 682 descreve aproximadamente 25 Planos de Selagem diferentes, cada um mais adequado para um tipo de serviço.
Três exemplos de planos amplamente utilizados na indústria são:
� Plano 11
No Plano 11 ocorre a circulação de produto proveniente de uma derivação da descarga ou de um estágio intermediário da bomba para a câmara de selagem através de tubulação externa. Essa tubulação conta com um orifício calibrado, que proporciona uma regulagem da pressão com que o fluido atinge a câmara. É possivelmente o plano mais utilizado atualmente. A Figura 6.7 apresenta um esquema do plano 11.
58
Figura 6.9 – Planos API 11[17]
� Plano 21
O plano 21 é muito semelhante ao plano 11, porém o produto proveniente de
uma derivação da descarga passa por um trocador de calor, além do orifício calibrado. Esse plano permite a adequação das propriedades do produto circulado, de modo a otimizar as condições operacionais do selo mecânico. A figura abaixo apresenta esquematicamente o plano 21.
Figura 6.10 – Plano API 21 [17]
59
� Plano 54
O Plano 54 é um arranjo adequado para selos mecânicos duplos pressurizados. Ocorre a injeção do líquido de barreira proveniente de uma fonte externa pressurizada para a câmara de selagem de um selo duplo. A circulação do líquido de barreira é induzida por uma bomba externa ou qualquer outro sistema pressurizado.
Figura 6.11 – Plano API 54 [17]
6.2. SELEÇÃO DE UM SELO MECÂNICO
Após a revisão teórica sobre o funcionamento dos selos mecânicos, agora
propõe-se fazer a seleção de um selo para operar na bomba previamente selecionada,
utilizando a norma API 682 como guia básico para a análise e seleção.
A API 682 divide as configurações dos selos em três Tipos (A, B e C) e três
Arranjos (1, 2 e 3).
6.2.1. Tipo
� Tipo A – Selos tipo Pusher, Balanceado, com montagem na parte interna da
caixa de selagem, com sede rotativa flexível. É do tipo Cartucho, com molas
múltiplas e utiliza anel em ‘O’ para a selagem secundária. Esse é o tipo de selo
60
preferível e mais usual para a todos os serviços de refino, exceto para
hidrocarbonetos não inflamáveis acima de 150 ºC. É considerado padrão
para temperaturas de até 265 ºC.
� Tipo B – Selos para temperaturas mais baixas. É do tipo Non-Pusher,
Balanceado, tipo Cartucho, montado na parte interna da caixa de selagem.
Utiliza anel em ‘O’ de fluorocarbono para a selagem secundária. É a opção
padrão para serviços com hidrocarbonetos não inflamáveis de até 150 ºC.
� Tipo C – Selo para altas temperaturas. É do tipo Non-Pusher, Balanceado, tipo
Cartucho. A sede rotativa normalmente é de material flexível e utiliza grafite
flexível para a selagem secundária. É a opção padrão para serviços com
hidrocarbonetos não inflamáveis em temperaturas acima de 150 ºC e
pressões inferiores a 17 bar(a) (1700�k�(�)).
Os três tipos acima podem ser do tipo Simples ou Duplo, dependendo do
sistema em que opera.
6.2.2. Arranjos
� Arranjo 1 – Configurações com selo simples
� Arranjo 2 – Configurações com selo duplo e caixa não-pressurizada
� Arranjo 3 – Configurações com selo duplo e caixa pressurizada, ou seja, com a
pressão do fluido de barreira superior à do fluido de trabalho no interior da caixa
O Arranjo 3 é o que proporciona maior segurança à operação, e com sua
aplicação pode-se considerar que o vazamento será inexistente.
6.2.3. Seleção do Selo Mecânico
No sistema estudado, o fluido bombeado é a Nafta, que, como já foi visto, é
um produto altamente tóxico e inflamável. Para esses casos, o selo duplo é
requisitado, e o tipo mais indicado é o tipo em Série, que é recomendado para
61
situações que exigem segurança absoluta. Pelo mesmo motivo, pode-se inferir que o
tipo e o arranjo mais adequados são o Tipo A e o Arranjo 3.
Dessa forma, deve ser provida uma injeção de líquido de selagem (ou líquido
de barreira), como água, glicerina ou óleo, fornecida por uma fonte externa a uma
pressão em média de 1,5 a 2 ���/��² (147 a 196 �k�) superior a que está sujeita a caixa. A vazão pode ser estimada da ordem de grande de 1 a 4 ��� (0,23 a 0,91
�³/�) Portanto, como requisitos finais para a seleção junto ao fabricante, temos que o
selo deve possuir seguintes características:
� Duplo em Série (Tandem)
� Tipo Pusher
� Selagem secundária por O-ring
� Tipo Cartucho
� Balanceado
� Montagem Interna
� Múltiplas molas
� Fluido de barreira pressurizado
Para a seleção do selo foi escolhido o fabricante John Crane, devido ao seu
grande reconhecimento no mercado.
No site do fabricante, os seguintes inputs necessários são:
Categoria – �������â�r�� Indústria – Ó�����áo Aplicação – �����p�k����oo� Família do produto – �− �r��k�o���
Em seguida são apresentados diversos produtos que seguem os critérios
acima. Devemos, agora, filtrar os resultados, selecionando apenas produtos do tipo
Cartucho, Tipo A, Duplo Tandem.
62
Finalmente chegamos ao produto 3648, que, de acordo com o manual de
fabricação apresenta todas as características desejadas e está 100% de acordo com a
norma API 682. A Figura 6.12 apresenta a vista em seção do selo selecionado.
Figura 6.12 – Selo John Crane 3648 [18]
6.3. SELEÇÃO DE UM PLANO DE SELAGEM
Dentre os planos de selagem apresentados pela API 682, somente cinco são
projetados para selos mecânicos duplos. São eles: 52; 53A; 53B; 53C e 54. Sendo que o
plano 52 promove a circulação para selos duplos não-pressurizados (Arranjo 2),
portanto não está apto a ser utilizado no selo selecionado, ficando disponíveis apenas os
planos 53 e o 54.
Os três Planos 53 configuram uma circulação do fluido de barreira a uma
pressão superior à da caixa de selagem, para a circulação interna ao selo usam um anel
bombeador. A diferença é, basicamente, o equipamento responsável pela pressurização
do fluido de barreira.
O Plano 53A utiliza reservatórios pressurizados com nitrogênio, e possui como
restrição a pressão máxima de 10��� na interior da caixa de selagem, de forma que
acima desse limite deve ser considerado o plano 53B ou 53C. Já o plano 53B utiliza um
acumulador de pressão, tipo bexiga ou membrana, pré-carregado usualmente com
nitrogênio. Por sua vez o plano 53C utiliza um acumulador de pressão tipo pistão.
63
Além disso, os três planos proporcionam uma refrigeração do líquido de
barreira, por mecanismos diferentes. O 53A resfria através de serpentina instalada no
interior do reservatório, enquanto nos 53B e 53C se dá através de um trocador de calor
pelo qual o líquido passa.
O Plano 54 é funcionalmente similar aos Planos 53, porém o selo mecânico não
possui o anel bombeador no interior do selo. Ao invés disso, o fluido de barreia é
circulado puramente pela ação de um sistema externo. Geralmente, esse sistema
consiste em uma bomba específica para o sistema de selagem, e pode receber
instrumentação especial de controle, como por exemplo, alarmes que disparam a
existência de vazamentos. Nesse Plano, os dois selos são lubrificados pelo fluido de
barreira, e como a pressão do mesmo é superior à do fluido de trabalho da bomba, é
inevitável que ocorra um vazamento de fluido de barreira na direção do fluido de
trabalho. Por isso, o fluido de barreira deve ser compatível com a Nafta, no caso do
sistema estudado.
O Plano 54 oferece algumas vantagens, tais como o fato de não ser suscetível a
vazamento de nitrogênio, não necessitar do uso de anel bombeador para circulação
interna e apresentar, estatisticamente, um maior tempo entre cada manutenção planejada
[19].
Com isso, fica determinado que o Plano 54 é o escolhido para o sistema tratado,
por ser o mais adequado ao selo mecânico escolhido e suas necessidades.
O fluido de barreira a ser usado deve, conforme já explicado, ser compatível
com o fluido de trabalho, no caso a Nafta. Em consulta ao fornecedor e a engenheiros da
área, foi indicado utilizar Diesel, que apresenta bom resultado histórico para essa função
e não representa problema em caso de pequenos vazamentos para a rota da Nafta.
A Figura 6.13 apresenta o esquema básico do plano selecionado atuando no selo
selecionado. No desenho, o fluido azul representa o fluido de barreira, o Diesel,
enquanto o fluido vermelho representa a Nafta.
64
Figura 6.13 – Circulação da Nafta e do Diesel [20]
65
7. CONCLUSÕES
O presente estudo mostra que, para a correta seleção de uma bomba, é essencial
levar em conta fatores como as características do fluido bombeado, as condições
operacionais desejadas para o sistema e as configurações da instalação, pois somente
assim é possível chegar às corretas requisições operacionais do sistema.
Na etapa de seleção da bomba, deve-se ter muito cuidado para cumprir todas as
recomendações contidas em normas e referências, em especial a norma API 610, caso
contrário, pode-se acabar ameaçando a eficiência e segurança operacional do sistema.
Para o caso deste projeto, após a comparação entre dois modelos de bombas fornecidos
por dois fabricantes distintos, chegou-se a conclusão que o modelo PHL 35.10.08.30F
da fabricante Flowserve é a mais adequada para o serviço do ponto de vista técnico, por
apresentar melhor performance ao operar o sistema determinado.
Por fim, através de referências normativas, foi visto que o sistema em questão
apresenta um alto grau de periculosidade. Por isso, deveria ser feito um controle mais
rigoroso em relação à vedação da bomba. Dessa forma, ficou determinado que a bomba
deveria operar com um selo mecânico, mecanismo que garante maior segurança contra
vazamentos.
Sendo assim, foi selecionado um selo mecânico adequado ao sistema da
fabricante John Crane, seguindo rigorosamente parâmetros estabelecidos pela norma
API 682. Para acompanhar o selo, também foi decidido qual plano de selagem deveria
ser usado, sempre buscando proporcionar à maior segurança à operação de
bombeamento.
Destaca-se que tanto a bomba quanto o selo mecânico selecionados estão
totalmente aptos, usando critérios determinado por normas internacionalmente aceitas, a
operar o sistema proposto de forma segura e eficiente. Sendo assim, todos os objetivos
iniciais deste projeto foram cumpridos.
66
REFERÊNCIAS
[1] http://www.braskem-
ri.com.br/show.aspx?idCanal=YlvXlS7BgoLxL7WvVwvP5A==. Acesso em 12 de
Novembro de 2014.
[2] http://www.petrobras.com.br/pt/nossas-atividades/principais-
operacoes/refinarias/complexo-petroquimico-do-rio-de-janeiro.htm. Acesso em 12 de
Novembro de 2014.
[3] http://www.promonengenharia.com.br/pt-br/projetos/Paginas/unidade-de-
destilacao-atmosferica-e-a-vacuo-u2100-udav-complexo-petroquimico-do-rio-de-
janeiro.aspx. Acesso em 12 de Novembro de 2014.
[4] DE MATTOS, E.E., DE FALCO, R., Bombas Industriais. 2 ed., Rio de Janeiro,
Editora Interciência, 1998.
[5] DA SILVA, M.A., LENGSFELD, F.L., DUARTE, R. et al, Manual de
Treinamento – Seleção e Aplicação de Bombas Centrífugas. 5 ed., KSB Bombas
Hidráulicas S/A, Maio 2003.
[6] http://www.fao.org/docrep/010/ah810e/AH810E07.htm. Acesso em 15 de
Novembro de 2014.
[7] KARASSIK, I.J., MESSINA, J.P., COOPER, P. et al, Pump Handbook. 3 ed.,
Estados Unidos, McGraw-Hill, 2000.
[8] API 610 – Centrifugal Pumps for Petroleum, Petrochemical and Natural Gas
Industries. 10 ed., Out. 2004.
[9] http://www.sulzer.com/pt/Products-and-Services/Pumps-and-Systems/Single-
Stage-Pumps/API610-and-ISO-13709-Pumps/OHH-Overhung-Single-Stage-Pumps.
Acesso em 15 de Outubro de 2014.
67
[10] http://www.flowserve.com/Products/Pumps/Overhung/API-Process/PHL-ISO-
13709-API-610-%28OH2%29-Centerline-Mounted-Process-Pump%2Cen_US. Acesso
em 15 de Outubro de 2014.
[11] http://ambientes.ambientebrasil.com.br/energia/artigos_petroleo/petroleo_-
_nafta.html. Acesso em 17 de Outubro de 2014.
[12] http://www.mechanical-pump-shaft-
seals.com/uploads/Pusher%20seal%20and%20non-pusher%20seal.pdf. Acesso em 16
de Novembro de 2014.
[13] API 682 – Pumps – Shaft Sealing Systems for Centrifugal and Rotatory Pumps.
3 ed., Set. 2004.
[14] 14MACKAY, R., The Practical Pumping Handbook. Elsevier Science &
Technology Books, Abril 2004.
[15] http://hiramada.wordpress.com/2010/12/21/mechanical-seal-basic/. Acesso em
16 de Novembro de 2014.
[16] http://www.ultraseal.com.br/produtos/selos-mecanicos/selo-mecanico-cartucho/.
Acesso em 10 de Novembro de 2014.
[17] Mechanical Seal Piping Plans. LSH John Crane Inc., Fev 2007.
[18] https://www.johncrane.com/~/media/J/Johncrane_com/Files/Products/Instructio
n%20Manuals/I-1648_2648_3648_.pdf. Acesso em 11 de Novembro de 2014.
[19] http://www.fluidsealing.com/sealingsense/aug06.pdf. Acesso em 14 de
Novembro de 2014.
[20] http://www.granpac.com.br/index.php/informacoes-tecnicas/planos-de-
selagem#spucontentplano54. Acesso em 12 de Novembro de 2014.
68
APÊNDICE A – APLICAÇÃO DE BOMBAS EM PARALELO
Um dos requisitos do projeto, como mencionado no capítulo 5, era que deveria
ser selecionada apenas uma bomba, que operaria sozinha o sistema.
No entanto, um artifício muito empregado na indústria é a associação de bombas
centrífugas em paralelo. Essa configuração é empregada em várias situações como, por
exemplo, quando se deseja um sistema que opere em mais de uma vazão, quando se
requer flexibilidade de operação, confiabilidade e, em alguns casos em que há
dificuldade de seleção e preço elevado de bombas.
No caso deste projeto, conforme realizado no capítulo 5, já foi possível selecionar
uma bomba para operar sozinha, compatível com os requisitos do sistema. No entanto,
optou-se, também, por fazer a análise e seleção de duas bombas operando em paralelo
para o mesmo sistema, a fim de verificar se esta configuração consegue atender de
forma mais eficiente as condições operacionais do sistema e garantindo uma maior
flexibilidade operacional. Os cálculos relativos a este estudo serão apresentados neste
Apêndice.
� CÁLCULOS DO SISTEMA EM PARALELO
- Nova Tubulação em Paralelo
Para adicionar uma bomba extra ao sistema pré-existente, devemos nos atentar
ao fato de que se deve, também, adicionar os trechos de tubulação que conduzem o
fluido ao novo equipamento. Tendo essa relação de tubulação extra, recalculamos as
perdas de carga do sistema, com suas respectivas vazões individuais, chegando então a
uma nova curva do sistema.
Para este projeto, optou-se pela utilização de duas bombas iguais, sendo essa a prática
mais comum no mercado devido à maior facilidade de cálculo proporcionada pela
simetria das curvas características. Dessa forma, a vazão total quando operando em
paralelo será Z(114,30�³/ℎ), com cada bomba operando no ponto correspondente à
vazão Z/2(57,15�³/ℎ).
O desenho abaixo esquematiza o sistema operando com duas bombas em
paralelo.
69
Figura A.1 – Representação do sistema em paralelo
No desenho, os trechos têm a seguinte representação:
� Trecho AB – Trecho comum de Sucção
� Trecho GH – Trecho comum de Descarga
� Trechos BC e BD – Trechos individuais de Sucção
� Trechos EG e FG – Trechos individuais de Descarga
E cada trecho possui os seguintes componentes, já incluídos todos os acessórios
e equipamentos novos, e apresentados com seus comprimentos equivalentes:
� Trecho AB
Tabela A.1 – Comprimento equivalente no trecho AB
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP [m]
Curva 90 RL 5 7,62 38,1 Entrada K=0,5 1 9,45 9,45
Total 47,55
Tabela A.2 – Comprimento reto no trecho AB
Comprimento Reto de Tubulação 15,68 m
70
Tabela A.3 – Perda de carga em equipamento no trecho AB
Equipamento ℎ- [m]
Filtro 0,104
� Trecho GH
Tabela A.4 – Comprimento equivalente no trecho GH
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP [m]
Curva 90 RL 24 6,1 146,4 Curva 45 RL 1 3,05 3,05 Saída K=1 3 14,63 43,89
Entrada K=0,5 2 7,32 14,64 Tê Direto 11 4,27 46,97 Tê Ramal 1 12,2 12,2
Válvula Gaveta 7 2,74 19,18 Redução (8x6) 2 2,13 4,26 Ampliação (8x6) 2 2,13 4,26 Redução (6x4) 1 1,22 1,22 Ampliação (6x4) 1 1,22 1,22 Redução (10x8) 1 1,83 1,83
Total 299,12
Tabela A.5 – Perda de carga em equipamento no trecho GH
Equipamento ℎ- [kgf/cm²]
Medidor de vazão 0,20
Trocador de calor 0,24
Válvula de Controle 1,3
Total 1,74
Tabela A.6 – Comprimento reto no trecho GH
Comprimento Reto de Tubulação 71,93 m
71
� Trechos BC e BD (somados)
Tabela A.7 – Comprimento equivalente nos trechos BC e BD
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP [m]
Curva 90 RL 8 7,62 60,96 Tê Ramal 2 15,24 30,48
Válvula gaveta 2 3,66 7,32 Redução (10x4) 2 2,44 4,88
Total 103,64
Tabela A.8 – Comprimento reto nos trechos BC e BD
Comprimento Reto de Tubulação 18,7 m
� Trechos EG e FG (somados)
Tabela A.9 – Comprimento equivalente nos trechos EG e FG
Acidente Quantidade MOPYK�;�J [m] MOP [m]
Válvula Gaveta 2 2,74 2,74 Válvula Retenção 2 100 100
Tê Ramal 2 12,2 12,2 Curva 90 RL 14 6,1 42,7
Ampliação (8x6) 2 2,13 2,13 Ampliação (6x3) 2 2,44 2,44
Total 171,16
Tabela A.10 – Comprimento reto nos trechos EG e FG
Comprimento Reto de Tubulação 17,9 m
- Cálculo da Perda de Carga
Utilizando o mesmo procedimento adotado na seção 4.3.2, será calculada a
perda de carga para cada trecho. Temos:
72
� Trecho AB
ℎ-� = 0,0156. (47,55 + 15,68)}260,41000~. 0,6H(2. 9,81) + 0,104
ℎ-� = 0,069 + 0,104 ℎ-� = 0,173�
� Trecho GH
ℎ-¡¢ = 0,0157. (299,12 + 71,93)}202,71000~. 0,98H(2. 9,81) + 25,75
ℎ-¡¢ = 1,41 + 25,75 ℎ-¡¢ = 27,16�
� Trechos BC e BD (somados)
Nos trechos BC e BD, os trechos individuais de sucção, a vazão é reduzida à
metade em cada trecho, portanto deve ser calculada a nova velocidade de escoamento
(> £ ¤) e o novo número de Reynolds (� £ ¤) para achar o novo coeficiente de atrito (� £ ¤).
Z £ ¤ = 57,15�³/ℎ
> £ ¤ = 4. (57,15/3600)|z. }260,41000~
H�
> £ ¤ = 0,3�/
73
� £ ¤ = 675,5. 0,3. (260,4 1000⁄ )0,00027 = 194197,87
N?%) = 0,00018
A partir do Ábaco de Moody, para tais valores de número de Reynolds e
Rugosidade relativa:
� £ ¤ = 0,0170
ℎ- £ ¤ = 0,0170. (103,64 + 18,7)}260,41000~. 0,3H(2. 9,81)
ℎ- £ ¤ = 0,037�
� Trechos EG e FG (somados)
O mesmo procedimento dos trechos BC e BD se aplica para os trechos EG e FG.
Temos:
Z¥¡¦¡ = 57,15�³/ℎ
>¥¡¦¡ = 4. (57,15/3600)|z. }202,71000~
H�
>¥¡¦¡ = 0,5�/
�¥¡¦¡ = 675,5. 0,5. (202,7 1000⁄ )0,00027 = 253562,68
74
N?%Q = 0,00023
A partir do Ábaco de Moody, para tais valores de número de Reynolds e
Rugosidade relativa:
�¥¡¦¡ = 0,0168
ℎ-¥¡¦¡ = 0,0168. (171,16 + 17,9)}202,71000~. 0,5H(2. 9,81)
ℎ-¥¡¦¡ = 2,0�
Tendo calculado as perdas de carga para cada trecho do novo arranjo de
tubulação, chegamos aos novos valores de perda de carga de sucção (ℎ-)) e descarga (ℎ-Q).
ℎ-) = ℎ-� + ℎ- £ ¤ = 0,173 + 0,037
ℎ-) = 0,21�
ℎ-Q = ℎ-¡¢ + ℎ-¥¡¦¡ = 27,16 + 2,0
ℎ-Q = 29,16�
- Cálculo da Altura Manométrica Total do Sistema em Paralelo – �
� = �Q − �)
�Q = �Q� + IQ + ℎ-Q
�) = �)� + I) − ℎ-)
75
�Q = 11277656626,7 + 17,20 + 29,16
�Q = 216,6�
�) = 4511066626,7 + 7,8 − 0,21
�) = 75,7�
� = 216,6 − 75,7
� = 140,9�
Como o Head do sistema com bombas em paralelo sofreu uma alteração muito
pequena (menos de 1%) em relação ao Head do sistema com apenas uma bomba, não é
necessário determinar uma nova curva para o sistema.
- Cálculo da Pressão nos Flanges de Sucção e Descarga - �-)��-Q
�-) = �). �. � = 75,7. 675,5.9,81
�-) = 501,6���
�-Q = �Q. �. � = 216,6. 675,5.9,81
�-Q = 1435,3���
- Cálculo da Pressão Diferencial - ∆�
∆� = �-Q − �-)
∆� = 933,7���
76
- Cálculo do���� disponível – �����
����� = �)� + I) +��#� − �� − ℎ-)
����� = 4511066626,7 + 7,8 +
101989 − 5099466626,7 − 0,252
����� = 14,10�
Nota-se que o ����� aumentou, em relação ao sistema operando com apenas
uma bomba. Isso acontece porque a perda de carga de sucção diminuiu.
� SELEÇÃO DAS BOMBAS PARA O SERVIÇO EM PARALELO
O objetivo desta seção é analisar e selecionar a bomba mais adequada para o
serviço em paralelo proposto.
- Recomendações da norma API 610 para o Serviço em Paralelo
Para a operação em paralelo, existem algumas recomendações específicas, são
elas:
� São requeridas bombas cujas curvas Head x Vazão sejam estáveis
� O Head no ponto de Shut-off deve ser no mínimo 10% maior que o Head
de operação.
� Selecionar motores de modo que suas potências sejam suficientes para
atender a todas as variações de carga que ocorram quando há retirada ou
adição de unidades do serviço em paralelo.
77
- Análise da Proposta do Fabricante
Para a seleção da bomba para operar no sistema em paralelo, foi escolhido o
fabricante Flowserve, que apresentou a melhor proposta no sistema de uma bomba
operando sozinha.
O método e os critérios de seleção do equipamento foram os mesmo utilizados
previamente, apenas sendo alteradas as seguintes condições de operação:
� Head do sistema: � = 140,9�
� Vazão do sistema: Z = 57,15�³/ℎ � §k��p = ¨©, ¨ª�
Seguindo o mesmo procedimento, chegamos a um produto mais indicado para o
serviço, com as características abaixo, e cujas curvas encontram-se no Anexo III.
Abaixo, são mostrados os valores e as curvas de Altura manométrica do sistema
e da bomba selecionada (quando operando sozinha e em paralelo), em uma mesma
figura, explicitando o ponto de operação do sistema.
Tabela A.11 – Características da bomba selecionada para o serviço em paralelo
Modelo PHL 35.08.05.30F
Eficiência [%] 57,2 % BEP 85,5
����� [m] 2,4 Potência consumida [kW] 25,9
Diâmetro do impelidor [%?���] 92,8 Classe de material S-1 � em Shut-off [%�] 113,5
% � máximo 83,4
78
Figura A.2 – Curva �«Zdo sistema e da bomba em paralelo
É importante observar que o ponto de operação de qualquer das bombas, quando
operando sozinha no sistema em questão, será correspondente, aproximadamente, à
vazão de 76m³/h, superior àquela em que a bomba opera em paralelo (57,15m³/h).
- Cálculo da Potência Consumida
Devemos nos certificar, conforme recomendado, que o motor selecionado tenha
potência suficiente para atender às duas configurações operacionais possíveis. São elas:
Operando em paralelo e operando sozinha. Uma bomba precisaria operar sozinha em
caso, por exemplo, de a outra bomba apresentar defeito ou tiver que parar de operar para
ser realizada manutenção.
A fórmula para o cálculo da potência absorvida (ou consumida) é a seguinte:
�J;�() = �.Z.�75[
Onde,
[�J;�()] = ^> [Z] = �0
100,00
110,00
120,00
130,00
140,00
150,00
160,00
170,00
0 20 40 60 80 100 120 140 160
He
ad
[m
]
Vazão [m³/h]
1 Bomba
2 Bombas
Sistema
79
[�] = �
[�] = ���/�³
Logo, fazendo a verificação para os dois casos operacionais, temos:
� Operando em Paralelo Z = 57,15�³ ℎ⁄ = 0,016�³/ � = 140,9� � = 6626,7 � �0⁄ = 675,92 ��� �³⁄
[ = 57,2%
�J;�() = 675,92. 0,016. 140,975.0,572
�J;�() = 35,5^> = 26,1�®
� Operando Individualmente
Z = 76�³ ℎ⁄ = 0,021�³/ � = 124� � = 6626,7 � �0⁄ = 675,92 ��� �³⁄
[ = 58,5%
�J;�() = 675,92. 0,021. 12475.0,585
�J;�() = 40,1^> = 29,5�®
Portanto, a fonte de energia selecionada deve ter capacidade de fornecer,
pelo menos, ¯°, ±�², para que a bomba possa operar em paralelo.
80
� RESULTADO DA ANÁLISE DO SISTEMA OPERANDO EM PARALELO
Conforme foi demonstrado, tanto a utilização de uma bomba sozinha quanto
o arranjo em paralelo satisfazem as necessidades operacionais do sistema.
Em termos de potência consumida, a bomba individual apresenta um
consumo de ©³, ±�², enquanto as bombas em paralelo consomem, somadas,
±¯, ¯�².
Portanto, os cálculos demonstram que a associação de duas bombas em
paralelo, nesse caso, não apresenta vantagens em termos de eficiência energética,
ficando claro que a utilização em paralelo só é indicada caso seja desejável uma
maior flexibilidade operacional.
81
ANEXOS
ANEXO I – Folha de dados do modelo PHL 35.10.08.30F – Flowserve
82
ANEXO II – Folha de dados do modelo 3x4x13-1-OHH – Sulzer
83
ANEXO III – Folha da dados do modelo PHL 35.08.05.30F – Flowserve
