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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
VERIFICAÇÃO DO PROJETO DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DO TURRET DE UM
NAVIO DE ARMAZENAMENTO E TRANSFERÊNCIA DE ÓLEO
Pedro Carvalho Behnken
Projeto de Graduação apresentado ao curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheira Mecânica. Orientador: Reinaldo De Falco.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
ABRIL DE 2014
II
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
VERIFICAÇÃO DO PROJETO DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DO TURRET DE UM NAVIO
DE ARMAZENAMENTO E TRANSFERÊNCIA DE ÓLEO
Pedro Carvalho Behnken
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 ENGENHEIRA
MECÂNICA.
Examinada por:
________________________________________________ Prof. Reinaldo de Falco (Orientador)
________________________________________________ Prof. Manuel Ernani de Carvalho Cruz, Ph.D.
________________________________________________ Prof. Daniel Onofre de Almeida Cruz, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
ABRIL de 2014
III
Behnken, Pedro Carvalho
Verificação do projeto do sistema de combate a incêndio
do Turret de um navio de armazenamento e transferência de
óleo/Pedro Carvalho Behnken - Rio de Janeiro: UFRJ/ESCOLA
POLITÉCNICA, 2014.
VII, 90 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Reinaldo de Falco
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso de
Engenharia Mecânica, 2014.
Referências Bibliográficas: p. 88.
1. Bomba centrífuga. 2. Altura manométrica. 3. Curva
característica do sistema. 4. Sistema de Combate a incêndio em
navios de armazenamento de óleo. I. De Falco, Reinaldo. II.
Universidade Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Curso de Engenharia
Mecânica. III. Verificação do projeto do sistema de combate a
incêndio do Turret de um navio de armazenamento e transferência
de óleo.
IV
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte dos
requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
Verificação do projeto do sistema de combate a incêndio do Turret de um navio de
armazenamento e transferência de óleo.
Pedro Carvalho Behnken
Abril/2014
Orientador: Reinaldo De Falco
Curso: Engenharia Mecânica
Este projeto final de curso apresenta a verificação do projeto do sistema de combate a
incêndio do Turret do navio de armazenamento e transferência de óleo FSO UOTE 1, que
opera na região do pré-sal. Para tal serão recriados todos os cálculos feitos na etapa de projeto
da embarcação, acompanhados de uma avaliação dos resultados obtidos. A conformidade com
as normas reguladoras internacionais será verificada, assim como o atendimento dos
parâmetros desejados para o sistema. Por fim, serão feitas sugestões que visam à melhoria de
pontos passíveis de alterações, resultando em uma proposta de um novo projeto de combate
a incêndio para o Turret da embarcação que será então calculado.
Palavras-chave: Sistema de combate a incêndio, bomba centrífuga, plataforma de
armazenamento e transferência.
V
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Mechanical Engineer.
Analysis of the Fire-fighting system designs for the Turret-Mooring equipment of a
floating storage and offloading platform.
Pedro Carvalho Behnken
April/2014
Advisor: Reinaldo De Falco
Course: Mechanical Engineering
This paper presents an analysis of the fire-fighting system for the turret-mooring equiment of
the floating storage and offloading platform UOTE 1, operating at the moment on the pre-salt
basin in Rio de Janeiro, Brazil. Initially, all the original calculations for the fire-fighting system
done during the project of the vessel will be presented along with an evaluation of the results.
On a second phase, the conformity with the regulation rules will be checked, as well as the
achievement of the parameters needed. At last, possible modifications on the initial project
will be suggested, resulting in a new design for the fire-fighting line.
Keywords: Fire-fighting system, centrifugal pump, floating storage and offloading platform
VI
Sumário
Capítulo 1 – Introdução --------------------------------------------------------------------------------------- 1
Capítulo 2 - Objetivo do trabalho -------------------------------------------------------------------------- 5
Capítulo 3 - Conceitos básicos de mecânica dos fluidos e bombas centrífugas ---------------- 7
3.1 - Princípio de funcionamento da bomba centrífuga ---------------------------------------------- 7
3.2 – Classificação do escoamento----------------------------------------------------------------------- 10
3.2.1 - Escoamento laminar e turbulento -------------------------------------------------------------- 10
3.2.2 - O número de Reynolds ---------------------------------------------------------------------------- 12
3.3 Perda de carga ------------------------------------------------------------------------------------------- 13
3.3.1 Coeficiente de atrito --------------------------------------------------------------------------------- 13
3.4 - Perda de carga normal ------------------------------------------------------------------------------- 17
3.4.1 - Perda de carga normal em regime laminar --------------------------------------------------- 17
3.4.2 Perda de carga normal em regime turbulento ------------------------------------------------ 19
3.5 Perda de carga localizada ----------------------------------------------------------------------------- 19
3.5.1 O método direto -------------------------------------------------------------------------------------- 19
3.5.2 O método do comprimento equivalente -------------------------------------------------------- 22
3.6 Perda de carga total do sistema --------------------------------------------------------------------- 24
3.7 Altura manométrica do sistema --------------------------------------------------------------------- 24
3.7.1 Teorema de Bernoulli -------------------------------------------------------------------------------- 24
3.7.2 Altura manométrica de sucção -------------------------------------------------------------------- 26
3.7.3 Altura manométrica de descarga ----------------------------------------------------------------- 28
3.7.4 Altura manométrica total --------------------------------------------------------------------------- 29
3.8 Curva característica do sistema ---------------------------------------------------------------------- 30
3.9 Carga da bomba e curva head x vazão ------------------------------------------------------------- 32
3.10 Curva rendimento total x vazão -------------------------------------------------------------------- 34
3.11 Curva potência absorvida x vazão ----------------------------------------------------------------- 36
3.12 Apresentação das curvas características de bombas ----------------------------------------- 38
3.13 O problema da cavitação ---------------------------------------------------------------------------- 38
3.13.1 NPSH requerido e disponível --------------------------------------------------------------------- 39
3.14 Ponto de operação do sistema --------------------------------------------------------------------- 41
Capítulo 4 – Sistema de combate a incêndio em navios plataforma ---------------------------- 43
4.1 Modos de combate a incêndio em navios plataforma ----------------------------------------- 44
4.2 Funcionamento do sistema de combate a incêndio em plataformas ---------------------- 45
VII
4.3 Normas de segurança ---------------------------------------------------------------------------------- 47
Capítulo 5 – O projeto original ---------------------------------------------------------------------------- 49
5.1 Área a ser protegida ------------------------------------------------------------------------------------ 49
5.2 Vazão exigida pelas normas -------------------------------------------------------------------------- 49
5.3 Vazão total do sistema --------------------------------------------------------------------------------- 50
5.4 Cálculo da velocidade na descarga ------------------------------------------------------------------ 50
5.5 Cálculo do número de Reynolds --------------------------------------------------------------------- 52
5.6 Cálculo do coeficiente de atrito na descarga ----------------------------------------------------- 53
5.7 Perda de carga normal --------------------------------------------------------------------------------- 53
5.8 Perda de carga localizada ----------------------------------------------------------------------------- 54
5.9 Perda de carga total na descarga -------------------------------------------------------------------- 56
5.10 Altura do reservatório de descarga --------------------------------------------------------------- 56
5.11 Altura manométrica total do sistema ------------------------------------------------------------ 57
5.12 A curva do sistema ------------------------------------------------------------------------------------ 58
5.13 Seleção da bomba ------------------------------------------------------------------------------------- 59
5.14 Ponto de operação do sistema --------------------------------------------------------------------- 61
5.15 Comentários -------------------------------------------------------------------------------------------- 62
Capítulo 6 – Projeto alterado ----------------------------------------------------------------------------- 64
6.1 Área a ser protegida ------------------------------------------------------------------------------------ 64
6.2 Vazão do sistema ---------------------------------------------------------------------------------------- 65
6.3 Dados da linha de sucção ----------------------------------------------------------------------------- 66
6.4 Velocidade na sucção ---------------------------------------------------------------------------------- 67
6.5 Número de Reynolds na sucção --------------------------------------------------------------------- 67
6.6 Coeficiente de atrito na sucção ---------------------------------------------------------------------- 67
6.7 Perda de carga normal na sucção ------------------------------------------------------------------- 68
6.8 Perda de carga localizada na sucção---------------------------------------------------------------- 68
6.9 Perda de carga total na sucção ---------------------------------------------------------------------- 68
6.10 Altura do reservatório de sucção ------------------------------------------------------------------ 69
6.11 Pressão do reservatório de sucção ---------------------------------------------------------------- 69
6.12 Altura manométrica de sucção --------------------------------------------------------------------- 70
6.13 Modificações na linha de descarga ---------------------------------------------------------------- 70
6.14 Velocidade na linha de descarga ------------------------------------------------------------------- 71
6.15 Número de Reynolds --------------------------------------------------------------------------------- 72
6.16 Coeficiente de atrito ---------------------------------------------------------------------------------- 72
VIII
6.17 Perda de carga normal na descarga --------------------------------------------------------------- 72
6.18 Perda de carga localizada na descarga ----------------------------------------------------------- 73
6.19 Perda de carga total da descarga ------------------------------------------------------------------ 74
6.20 Altura manométrica de descarga ------------------------------------------------------------------ 74
6.21 Altura manométrica total do sistema ------------------------------------------------------------ 75
6.22 Curva do sistema -------------------------------------------------------------------------------------- 75
6.23 Novo ponto de operação ---------------------------------------------------------------------------- 76
6.24 Risco de cavitação ------------------------------------------------------------------------------------- 77
6.25 Análise da eficiência da bomba -------------------------------------------------------------------- 79
6.26 Comentários -------------------------------------------------------------------------------------------- 80
Capítulo 7 – Seleção da nova bomba -------------------------------------------------------------------- 81
7.1 Considerações gerais ----------------------------------------------------------------------------------- 81
7.2 A nova bomba selecionada --------------------------------------------------------------------------- 81
7.3 Ponto de operação -------------------------------------------------------------------------------------- 83
7.4 Análise da eficiência ------------------------------------------------------------------------------------ 84
7.5 Risco de cavitação --------------------------------------------------------------------------------------- 84
Capítulo 8 – Conclusão -------------------------------------------------------------------------------------- 86
Capítulo 9 - Referências bibliográficas ------------------------------------------------------------------ 88
Capítulo 10 – Anexos ---------------------------------------------------------------------------------------- 89
Anexo A – Arranjo geral da embarcação --------------------------------------------------------------- 89
Anexo B – Sistema de água do mar e espuma para o combate a incêndio -------------------- 90
1
Capítulo 1 – Introdução
A empresa Petróleo Brasileiro S.A. (PETROBRAS), visando dar suporte e
possibilitar o desenvolvimento da exploração de petróleo na região do pré-sal, deu
inicio no ano de 2012 a implantação da unidade offshore de transferência e exportação
(UOTE). O objetivo desta unidade é possibilitar o transporte do óleo produzido pela
empresa diretamente para o seu destino, seja este uma refinaria em solo brasileiro ou
a exportação, sem ser necessário o transbordo do óleo em terminais em terra. A
unidade funcionará como um centro de distribuição em alto mar para todo o petróleo
extraído da região do pré-sal, no norte do estado do Rio de Janeiro.
A peça inicial e mais importante para a implantação da UOTE é a construção
do navio para armazenamento e descarga de óleo (Floating Storage and Offloading –
FSO) chamado de FSO UOTE 1, que é o tema desta projeto. Este navio era
originalmente um navio tanque com capacidade de armazenamento de 339.000
metros cúbicos que foi convertido para uma unidade de armazenamento e descarga
de óleo no final de 2013 e já está em operação em uma região localizada a 80 km da
cidade de Macaé, no estado do Rio de Janeiro.
Um navio tipo FSO tem o papel de coletar todo o óleo produzido por uma
plataforma produtora de petróleo durante sua operação e armazená-lo. O óleo é
retirado do poço pela embarcação de produção e depois enviado para a FSO, onde é
guardado até a chegada de um navio tanque, que fará o transporte para uma refinaria,
ou até este óleo ser escoado através de um oleoduto.
Figura 1 – Esquema de um navio FSO em operação
2
Existem diferentes métodos para se conectar o navio de armazenamento e
descarga ao sistema de produção. Na figura acima a conexão foi feita através do
Pipeline End Manifold (PLEM), equipamento que se destina a diminuir a quantidade de
tubulações flexíveis (Riser) que são conectadas aos navios e plataformas em
operação.
Como todas as embarcações envolvidas na exploração de petróleo offshore
estão sujeitas às condições do tempo e do mar, o movimento dos navios é inevitável, o
que torna a operação mais perigosa. Tanto o movimento vertical do navio devido às
oscilações da água como a translação das embarcações deve ser evitado, de modo a
aumentar a segurança do processo. Para tal, a conexão das tubulações flexíveis com
as embarcações é feita utilizando-se equipamentos chamados de Turret.
O Turret permite que a embarcação gire ao redor dos cabos de ancoragem
mesmo que esta esteja conectada aos dutos flexíveis, pelos quais está recebendo o
petróleo extraído. O equipamento é responsável por fazer a conexão de todos os
dutos que chagam ao navio assim como dos cabos de ancoragem e permite um grau
de liberdade entre o conjunto e o resto da embarcação.
Através do uso do Turret, o navio pode se posicionar de modo a minimizar o
impacto das correntes e ondas contra seu costado, tornando toda a operação mais
estável. Isto é feito sem torcer ou exercer esforços sobre a tubulação contendo óleo,
que não pode sofrer nenhum dano. Este sistema de recebimento das linhas pode ser
construído internamente ou externamente ao navio.
Turret interno
Este tipo de Turret permite que um número elevado de Risers seja conectado à
embarcação, podendo ultrapassar uma centena de dutos. Além disso, é adequado
para aplicações em condições de mar extremas e com profundidades entre 100 e
10.000 pés, entre 30 e 3.000 metros. O preço do equipamento é bastante alto e a
instalação demorada.
3
Figura 2 – Turret interno em uma embarcação
Turret exteno
O navio tema do projeto utiliza este tipo de equipamento, que permite a
operação em condições moderadas ou extremas. Esta classe de Turret tem um custo
baixo em comparação com o equipamento interno e pode ser instalado rapidamente,
já que é adicionado ao costado e não exige mudanças internas na embarcação.
Figura 3 – Turret externo à embarcação
4
Como toda vazão de óleo que chaga até o navio é recebida pelo Turret,
qualquer foco de incêndio nesta região é de extremo risco. Por conta disso, o sistema
de combate a incêndio recebe uma atenção especial. Este trabalho de conclusão de
curso se dedica a explicar todo o projeto original da linha de combate a incêndio do
Turret da embarcação FSO UOTE 1, assim como propor um novo projeto, melhorando
alguns pontos do projeto original.
5
Capítulo 2 - Objetivo do trabalho
Este trabalho tem como objetivo reproduzir os cálculos originais para o sistema
de combate a incêndio do Turret do navio FSO UOTE 1, além de apresentar uma nova
proposta de projeto modificando pontos passíveis de alteração no projeto original.
Figura 4 – FSO UOTE 1
Para a realização deste objetivo de maneira clara e que possibilite a fácil
compreensão por parte dos leitores, foi feito primeiramente uma introdução à teoria
utilizada no decorrer do projeto. No capítulo 3 são explicados os conceitos relativos ao
funcionamento de bombas centrífugas e à mecânica dos fluidos, visando somente à
aplicação em bombas. Esta introdução se mostra essencial para o completo
entendimento do sistema analisado e dos resultados encontrados.
O uso de anéis e bombas para combate a incêndio em embarcações atuantes
na indústria de exploração de petróleo possui suas particularidades. Normas nacionais
e internacionais regulamentam o setor e a explicação das exigências feitas por essas
ficou a cargo do capítulo quatro.
Com todo o fundamento necessário para a efetiva análise do problema, o
projeto pode ser abordado. A primeira etapa foi uma análise do projeto original feito
6
pela empresa contratada OMNI Offshore Terminals. Todos os cálculos realizados pela
empresa projetista da embarcação são apresentados no capítulo cinco,
acompanhados de explicações.
As melhorias propostas foram abordadas no capítulo seis. O projeto foi
inteiramente recalculado, corrigindo erros presentes no cálculo original e incluindo
mudanças que visam tornar o sistema de combate a incêndio mais eficiente. Cada
passo adotado nesta etapa está também acompanhado de uma detalhada explicação.
Após as alterações feitas no projeto, as características deste não foram
mantidas. Desta forma, o ponto de operação da bomba originalmente selecionada não
foi mais satisfatório. Os critérios e parâmetros para a escolha da nova bomba que
melhor se adequa às condições do novo sistema foram apresentados no capítulo sete.
A avaliação do projeto original feita pela empresa contratada ficou a cargo do
capítulo oito. Este faz uma avaliação crítica do projeto como um todo, analisa os
parâmetros e hipóteses assumidas e faz comentários sobre os critérios adotados.
Também neste capítulo é feita a conclusão e fechamento do trabalho, assim como são
apresentados os ensinamentos trazidos por ele.
7
Capítulo 3 - Conceitos básicos de mecânica dos fluidos e
bombas centrífugas
3.1 - Princípio de funcionamento da bomba centrífuga
O objetivo geral de uma bomba é ceder energia ao líquido de modo a aumentar
sua pressão mantendo a velocidade aproximadamente constante. Uma vez que o
aumento da velocidade implicaria em um aumento da perda de carga do escoamento,
este deve ser evitado. A forma como a bomba gera o aumento de pressão é o que
diferencia os diferentes tipos de bombas.
Os sistemas de combate a incêndio em embarcações, foco deste estudo,
operam em sua maioria absoluta com bombas dinâmicas do tipo centrífugas. Sendo
assim, somente o princípio de funcionamento desta classe de bombas será explicado
de modo a facilitar a entendimento da análise feita no restante do trabalho.
O funcionamento de bombas centrífugas pode ser dividido em três etapas
distintas:
A primeira etapa consiste no fornecimento constante de líquido para a bomba.
Nesta fase o líquido deixa a linha de sucção e é admitido na bomba para ser
trabalhado. A velocidade do escoamento é neste ponto ainda baixa, assim
como sua energia total.
A segunda etapa ocorre na parte central da bomba, onde se encontra o
impelidor. Este é composto por pás e conectado a um atuador externo,
normalmente um motor elétrico, que é responsável por girá-lo. O movimento
rotacional das pás é o responsável por exercer força sobre o líquido e
movimentá-lo. Tal força acelera as partículas líquidas que, na saída do
impelidor, apresentam velocidades muito maiores do que na entrada do
mesmo, gerando uma zona de baixa pressão nessa região. O resultado é o
aumento da energia cinética das partículas do líquido.
A terceira etapa ocorre na região após a saída do impelidor, denominada
carcaça. Neste ponto a área transversal disponível para o escoamento é
progressivamente aumentada. Por conservação de massa, a velocidade do
escoamento neste momento deve cair, visando manter o fluxo mássico
8
constante. Conforme comprovado pelo teorema de Bernoulli, a redução da
velocidade do escoamento está acompanhada de um aumento da pressão,
uma vez que a variação de energia potencial do fluido é desprezível e a
energia total deve ser mantida. O resultado é então uma maior pressão do
liquido na saída da carcaça do que em sua entrada, e velocidades próximas a
velocidade inicial do escoamento antes da bomba. Este constitui o objetivo da
bomba, que é então alcançado.
Algumas variações são possíveis na região da carcaça. Como a saída de
líquido do impelidor é radial, a vazão é uma função da posição angular. Algumas
bombas são equipadas então com uma estrutura chamada de voluta que tem o obtivo
de gerar o exato aumento de área ao redor do impelidor para compensar o aumento
da vazão, mantendo as pressões constantes. Somente em um segundo estágio
afastado do impelidor começa então o aumento efetivo de área, onde a velocidade cai
e a pressão aumenta. Esta configuração reduz os esforços radiais exercidos sobre o
impelidor e poupam os mancais do seu eixo, aumentando a vida útil de todo o
conjunto.
Figura 5 – Corte em uma bomba centrífuga
9
Vale notar que o fornecimento de energia ao líquido é feito somente pelo
impelidor. Este recebe energia de uma fonte externa e é o responsável por transmiti-la
ao líquido de trabalho. Não há qualquer ganho de energia por parte do fluido na região
da carcaça. Nesta etapa a energia cinética do escoamento cai, porém sua energia
total permanece inalterada.
Dentro do grupo de bombas dinâmicas há a diferenciação na direção na qual o
líquido é impulsionado pelo impelidor. Em bombas centrífugas esta direção é radial,
tendo a força atuante sobre as partículas líquidas origem principalmente centrífuga.
Contudo, pequenas diferenças nas pás destas bombas configuram classificações
distintas e dividem as bombas centrífugas em dois subgrupos, ambos com o mesmo
princípio de funcionamento explicado anteriormente.
• Bomba centrífuga radial ou centrífuga pura
A direção de saída do líquido do impelidor é totalmente radial, sendo a força
puramente centrífuga. Este tipo de bomba é usado principalmente em aplicações nas
quais se deseja aplicar uma carga elevada ao líquido com vazões baixas.
• Bomba centrífuga tipo Francis
Este conceito foi desenvolvido pelo matemático e engenheiro francês Jean-
Victor Poncelet em 1820 e aperfeiçoado pelo engenheiro norte-americano James B.
Francis em 1849. As pás do impelidor desta classe de bomba possuem curvatura em
dois planos. Isso resulta em uma direção de saída do fluido não puramente axial, mas
sim com componentes axiais e radiais. As forças neste tipo de bomba são então parte
de caráter centrífugo e parte de arrasto.
Algumas condições para a operação de bombas dinâmicas centrífugas devem
ser levadas em conta ao se pensar em um sistema de combate a incêndio. Este tipo
de bomba exige que a linha esteja sempre completa com líquido desde o início da
operação e também que o fluxo de líquido seja constante. Deve ser evitado ao máximo
que bombas desta classe operem a seco, visando evitar danos tanto a bomba quanto
ao restante da tubulação.
10
3.2 – Classificação do escoamento
O ponto de partida para a análise de qualquer problema envolvendo
escoamento de fluidos, incluindo a aplicação em tubulações, é a determinação do tipo
de escoamento. Este fato é de extrema importância, pois a abordagem teórica a ser
usada depende do tipo e características do escoamento em questão.
As possíveis classificações são:
Incompressível ou compressível
Uniforme ou não uniforme
Permanente ou transitório
Laminar ou turbulento
Para a aplicação neste trabalho podemos tomar o escoamento de líquidos
como incompressível, uma vez que os níveis de pressões atingidos possibilitam esta
hipótese.
Como para o combate a incêndio o líquido é somente a água, o escoamento é
sempre uniforme. Mesmo para o caso em que se usa o líquido gerador de espuma
(LGE), este somente á adicionado ao escoamento de água na parte final da tubulação,
não interferindo para a análise do escoamento como um todo.
Os primeiros instantes de funcionamento de uma bomba são caracterizados
pelo escoamento transitório. Entretanto, como o sistema rapidamente se estabiliza, o
modelo permanente exemplifica com uma precisão muito satisfatória o funcionamento
do sistema e será o modelo utilizado.
Desta forma, a classificação que fica ainda em aberto é se o escoamento é
laminar ou turbulento.
3.2.1 - Escoamento laminar e turbulento
O escoamento laminar é caracterizado pela uniformidade. Neste tipo de
escoamento todas as linhas de corrente de fluído são paralelas entre si e o
escoamento é totalmente ordenado. A velocidade das partículas de fluido dentro de
uma mesma linha não depende da posição, tendo sempre a mesma orientação e
módulo.
11
Por ser bastante uniforme, a ausência de perturbações é importante para o
escoamento laminar existir. Ele ocorre quando a velocidade do fluido é baixa em
comparação com as dimensões do escoamento. Além disso, a ausência de
interferências externas como, por exemplo, o contato com uma parede muito rugosa
de uma tubulação, é um fator determinante para a existência de o escoamento
laminar.
Figura 6 – Escoamento laminar interno
O escoamento turbulento é o oposto do laminar. Nele as partículas de fluido se
movimentam em basicamente todas as direções e com velocidades que variam em
módulo de acordo tanto com a posição como com o tempo.
Como este regime de escoamento é definido pela falta de organização, ele
ocorre quando as perturbações sobre o fluido são maiores. Escoamentos com grande
velocidade sobre superfícies com alta rugosidade e com mudanças abruptas na
direção são os maiores candidatos a irem para a região turbulenta.
Figura 7 – Escoamento turbulento interno
A importância de definir se o regime é turbulento ou laminar se deve as
diferenças entre o comportamento do escoamento em cada caso. Para a aplicação em
12
sistemas de combate a incêndio em navios, por exemplo, o regime resulta em
mudanças grandes no cálculo da perda de carga do escoamento, que é um dos
parâmetros mais importantes no projeto de tais sistemas e será estudado mais
adiante.
Sabendo da importância do regime e das principais diferenças entre eles, é
necessário agora identificar em qual regime um escoamento se encontra. Para isso é
preciso analisar-se o número de Reynolds.
3.2.2 - O número de Reynolds
O número de Reynolds é um número adimensional que foi introduzido pelo
físico britânico Osborne Reynolds no ano de 1883. Ele é definido para escoamento
interno em tubulações pela seguinte relação:
Onde:
Re: Número de Reynolds
D: Diâmetro interno da tubulação
V: Velocidade do escoamento
µ: Viscosidade absoluta do líquido
: massa específica do líquido
Este número adimensional representa a relação entre força de inércia e
força devido à viscosidade do fluido, mas é também o principal parâmetro usado para
determinar se o escoamento é laminar ou turbulento.
Re < 2000 Regime laminar
Re > 4000 Regime turbulento
Para a faixa de números de Reynolds entre 2000 e 4000 o regime não é
perfeitamente definido. Nestas condições, o escoamento pode estar na transição entre
laminar e turbulento ou ainda ser totalmente laminar, porém muito instável. Para o
13
último, qualquer pequena perturbação ocasionaria a transição de laminar para o
regime turbulento.
Para a aplicação em tubulações e bombas, as velocidades de escoamento do
líquido tendem a ser elevadas. Isto resulta, segundo a equação 3.1, em valores altos
para o número de Reynolds, que normalmente ultrapassam a barreira de 4000. Desta
maneira, o escoamento em regime turbulento predominante em tais sistemas.
3.3 Perda de carga
A tubulação oferece sempre resistência ao escoamento do fluido em seu
interior. Tal resistência é responsável por fazer com que o fluido perca energia durante
todo seu trajeto dentro da tubulação, o que é expresso através da perda de carga.
Como a perda de energia se dá na forma de queda da pressão do fluido, a perda de
carga também pode ser interpretada como a perda de pressão do escoamento.
A grandeza perda de carga é normalmente representada pelo símbolo e
pode ser divida em dois termos, conforme sua causa. A perda de carga normal ou
distribuída é originada no trecho reto da tubulação como resultado do atrito do
escoamento com as paredes dos dutos, enquanto a perda localizada é causada pelos
acessórios acrescentados à linha.
Para que uma análise mais profunda da perda de carga relativa ao
comprimento reto da tubulação possa ser realizada, é preciso introduzir o conceito de
coeficiente de atrito.
3.3.1 Coeficiente de atrito
O coeficiente de atrito é normalmente representado pela letra e expressa,
como o próprio nome indica, o atrito feito pelas paredes da tubulação sobre o fluido
escoando. Ele é um número adimensional e depende das características tanto da
tubulação como do liquido.
Para se encontrar este coeficiente é necessário primeiro determinar o regime
do escoamento, exaltando a importância do conceito do número de Reynolds definido
anteriormente.
14
Para o regime laminar, o coeficiente de atrito não depende da rugosidade da
tubulação, sendo expresso da seguinte forma:
Onde,
: número de Reynolds para o escoamento
Para o regime turbulento, o coeficiente de atrito depende não só do número de
Reynolds, mas também da rugosidade relativa da tubulação. Este conceito é
definido como a razão entre a rugosidade (𝜀) e o diâmetro interno da tubulação
(D), sendo então um número adimensional.
A rugosidade depende do material do qual a tubulação é feita, do processo de
fabricação utilizado e da idade do tubo. Como a tubulação sofre desgaste com o uso,
as paredes do tubo se tornam cada vez mais ásperas, aumentando a rugosidade e,
consequentemente, a rugosidade relativa da tubulação. A tabela abaixo mostra valores
da rugosidade para os materiais normalmente utilizados na fabricação de tubos e
diferencia entre tubos novos e velhos.
Tabela 1 – Valores típicos de rugosidade para diferentes materiais
15
Com a rugosidade relativa conhecida e o número de Reynolds já calculado, o
ábaco de Moody permite encontrar-se o coeficiente de atrito. Neste ábaco,
desenvolvido pelo engenheiro e professor americano Lewis Ferry Moody, entra-se com
o número de Reynolds do escoamento no eixo das abscissas e com a rugosidade
relativa nas ordenadas do lado direito. Traçando-se uma reta horizontal a partir do
ponto onde a linha vertical de Reynolds encontra a curva de rugosidade relativa,
encontra-se o coeficiente de atrito na ordenada do lado esquerdo.
Figura 8 – O ábaco de Moody
Para o regime totalmente turbulento, quando os valores para Reynolds são
muito elevados, o coeficiente de atrito passa a ser independente de Reynolds.
A classificação de totalmente turbulento é feita de seguinte forma:
𝜀
⁄
16
Nesse caso as curvas de rugosidade relativa do ábaco de Moody passam a ser
horizontais e o coeficiente de atrito pode ser então encontrado através do seguinte
gráfico:
Figura 9 – Gráfico para do coeficiente de atrito em regime totalmente turbulento
Para escoamentos com valores de Reynolds contidos no intervalo entre
, o cálculo do coeficiente de atrito classifica um caso específico. Neste
intervalo, o coeficiente de atrito pode ser encontrado da seguinte maneira:
17
Com o conceito de coeficiente de atrito totalmente definido para os quatro
casos possíveis, o estudo da perda de carga pode ser completamente compreendido.
3.4 - Perda de carga normal
A perda de carga normal é a que ocorre nos trechos retos da tubulação devido
ao atrito das partículas de fluido com as paredes da tubulação pela qual o liquido
escoa. Muitos fatores interferem nos valores desta perda de carga como, por exemplo,
as propriedades do líquido escoando, a velocidades de escoamento e a resistência
que a tubulação faz ao escoamento.
Como vimos anteriormente, a determinação do regime de escoamento é muito
importante para a análise de sistemas de tubulações e bombas. Neste ponto é
possível perceber a razão de tal importância, uma vez que o regime está diretamente
ligado à velocidade do escoamento, que por sua vez está ligado à perda de carga
normal do sistema. É necessário então fazer duas análises independentes para este
parâmetro, uma em regime laminar e outra em regime turbulento.
3.4.1 - Perda de carga normal em regime laminar
O cálculo da perda de carga normal em regime laminar pode ser feito usando-
se duas equações, são elas a equação de Hagen-Poiseuille e a de Darcy-Weisbach.
Ambas encontram de maneira simples a perda de carga desejada, porém utilizam
modos diferentes para se chegar ao resultado.
A equação de Hagen-Poiseuille foi desenvolvida em conjunto pelo físico
alemão Gotthilf Heinrich Ludwig Hagen em 1839 e pelo físico francês Jean Léonard
Marie Poiseuille em 1838 e permite o cálculo da perda de carga normal de maneira
bastante direta, sendo necessário somente o conhecimento das características do
escoamento e da tubulação para tal.
Onde:
18
= Perda de carga normal
𝛖 = Viscosidade cinemática do fluido
L = Comprimento reto da tubulação
= Aceleração da gravidade
D = Diâmetro interno da tubulação
V = Velocidade de escoamento do fluido
A outra forma conhecida para se encontrar a perda de carga normal é
conhecida como a equação de Darcy-Weisbach e, apesar de também ser um método
bastante usado, não é tão direta, pois utiliza o conceito do coeficiente de atrito entre a
tubulação e o liquido. A equação introduzida pelo engenheiro francês Henry Darcy e
pelo engenheiro alemão Julius Weisbach foi:
Onde:
= Perda de carga normal
= Coeficiente de atrito
= Comprimento do trecho reto da tubulação
= Diâmetro interno da tubulação
V = Velocidade do escoamento
= Aceleração da gravidade
Vale a pena observar que, como se trata da perda de carga normal para
escoamento laminar, deve ser usado o coeficiente de atrito para este regime de
escoamento.
19
3.4.2 Perda de carga normal em regime turbulento
O método para o cálculo da perda de carga normal em regime turbulento é
muito parecido com o método para regime laminar, sendo feito também através da
equação de Darcy-Weisbach. A única alteração que deve ser feita está no cálculo do
fator de atrito que, como o regime em questão é turbulento, deve ser encontrado
conforme explicado no ítem 3.3.1.
3.5 Perda de carga localizada
A perda de carga localizada ocorre devido a perturbações locais que interferem
o escoamento. Tais perturbações são causadas pelos acessórios pertencentes à linha
como, por exemplo, válvulas, filtros e curvas.
Para sistemas muito longos, onde o comprimento reto da tubulação é
predominante, a perda de carga localiza tem valores muito pequenos quando
comparada à perda de carga normal. Porém, para alguns sistemas, este tipo de perda
de carga pode ser bastante relevante e tem que ser levado em conta no projeto da
linha. Dois métodos para o seu cálculo são bastante difundidos, são eles o método
direto e do comprimento equivalente.
3.5.1 O método direto
Neste método a perda de carga localizada é encontrada aplicando-se a
seguinte equação:
Onde:
= Perda de carga localizada
K = Coeficiente experimental para cada acessório presente na linha
V = Velocidade do escoamento
g = Aceleração da gravidade
20
A perda de carga é expressa através desta equação em unidades de
comprimento. Utilizando as unidades do sistema internacional para velocidade e
aceleração resultaria em uma perda de carda em metros (m).
Para trechos de uma tubulação onde tanto a vazão como o diâmetro do duto
são mantidos constantes, a velocidade do escoamento não pode sofrer alterações.
Uma vez que a aceleração da gravidade não é alterada, todos os parâmetros da
equação permaneceriam constantes para o trecho em questão. Sob tais condições, o
cálculo da perda de carga localizada pode ser simplificado fazendo-se o somatório do
coeficiente K para cada acessório presente neste trecho analisado.
∑
Onde “i” representa a quantidade total de acessórios no trecho da tubulação
onde a velocidade do escoamento é mantida constante.
O coeficiente K é normalmente fornecido pelo fabricante dos acessórios e
representa a influência do comprimento, diâmetro e coeficiente de atrito entre o
acessório e o líquido. Por depender de tais fatores, o valor de K pode sofrer alterações
caso a geometria ou o material do elemento seja modificado, por isso costuma ser
diferente de fabricante para fabricante.
Figura 10 – Coeficiente K para diferentes tipos de joelhos
21
Figura 11 – Coeficiente K para diferentes l m ntos “T”
Figura 12 – Coeficiente K para diferentes válvulas angulares
Uma vez que a perda de carga no escoamento é, salvo raras exceções,
indesejável, a busca por acessórios com coeficientes menores é constante. Os
fabricantes procuram encontrar materiais mais adequados para cada tipo de
escoamento e desenvolver uma geometria que minimize a restrição e facilite o fluxo.
Sendo assim, uma tendência que se observa é a constante queda dos valores deste
parâmetro.
22
3.5.2 O método do comprimento equivalente
Este método cria uma relação entre a perda de carga por conta de um
acessório presente na linha e um trecho reto de tubulação. O comprimento equivalente
de cada acessório é o comprimento que um trecho deveria ter para que este gere
exatamente a mesma perda de carga no escoamento do que o acessório analisado.
O valor do comprimento equivalente, assim como do parâmetro K no método
direto, é encontrado empiricamente e tabelado. O material do acessório e sua
geometria interferem diretamente em seu comprimento equivalente, que pode variar
conforme o fabricante da peça.
Tabela 2 – Comprimento equivalente para diferentes acessórios
23
Tabela 3 – Comprimento equivalente para diferentes tipos de válvulas
Para a análise somente da perda de carga, o conjunto de todos os acessórios
pode ser considerado como sendo um único tubo reto com comprimento igual à soma
de todos os comprimentos equivalentes. O mesmo pode ser feito para todo o sistema,
incluindo-se a parte originalmente reta da tubulação.
O cálculo da perda de carga usando este método fica então:
∑
Onde:
= coeficiente de atrito
= Comprimento equivalente de cada acessório
24
3.6 Perda de carga total do sistema
A perda de carga total do sistema nada mais é do que a soma da perda de
carga normal e da perda de carga localizada, uma vez que o sistema é composto
somente de trechos retos ligados por acessórios.
Desta maneira, o cálculo da perda de carga total fica:
∑ ∑
3.7 Altura manométrica do sistema
O conceito de altura manométrica do sistema representa a energia por unidade
de peso que o sistema solicitará de uma bomba em função da vazão de
bombeamento. Em outras palavras, representa a energia que deve ser fornecida pela
bomba ao sistema, para que uma determinada vazão de fluido escoe do reservatório
de sucção até o reservatório de descarga, passando por toda a tubulação.
Todo sistema pode ser dividido em dois subsistemas com características
diferentes, chamados de sucção e descarga. O conceito de altura manométrica pode
ser aplicado a cada subsistema de modo que a altura do sistema total é a diferença de
ambos. O símbolo usado para a altura manométrica é a letra H, de modo que a altura
manométrica total fica:
Ond o índic “s” corr spond à sucção “d” à d scarga.
Para determina-se então o valor de H é preciso analisar a sucção e a descarga
do sistema separadamente, onde será aplicado o teorema de Bernoulli.
3.7.1 Teorema de Bernoulli
Apresentado pelo matemático holandês Daniel Bernoulli no ano de 1738, este
teorema afirma que a energia total de um fluido ideal se conserva durante todo seu
percurso, caso não haja aporte externo de energia. Para a análise da energia total, é
25
necessário o estudo de três parâmetros do escoamento, são eles: pressão, energia
cinética e energia potencial gravitacional. Aplicando este conceito a uma mesma linha
de corrente em um escoamento, Daniel Bernoulli pode deduzir a seguinte relação:
Onde:
= Massa específica do fluido
V = Velocidade do escoamento
P = Pressão do fluido
= Aceleração da gravidade
Z = Altura do ponto do escoamento analisado
Como este modelo considera que o fluido é ideal e que nenhuma energia é
perdida durante o escoamento, ele não é aplicável em uma situação real. Para incluir o
efeito da perda de energia no cálculo, um termo referente à perda de carga deve ser
adicionado. Uma análise então para dois pontos distintos do escoamento resulta em:
Para a aplicação em bombas e sistemas de tubulações, esta equação é
normalmente apresentada como em relação ao peso específico 𝛾.
𝛾
𝛾
𝛾
26
Vale notar que o teorema de Bernoulli parte da premissa que não existe
fornecimento de energia ao fluido. Este teorema não pode ser aplicado ao escoamento
que passa pela bomba, uma vez que a premissa seria violada. Parte da energia vinda
do atuador da bomba é transmitida ao fluido na região do impelidor, impossibilitando a
aplicação direta da relação. Contudo, não há qualquer aporte de energia nas linhas de
sucção e descarga, antes e depois da bomba e, caso a perda de carga seja utilizada
como termo de correção, a aplicação é válida.
3.7.2 Altura manométrica de sucção
Representa a altura manométrica por unidade de peso no flange de sucção da
bomba. Esta grandeza pode ser encontrada medindo-se a pressão no flange de
sucção e a velocidade do fluido no mesmo local, para então aplicar-se a seguinte
equação:
𝛾
Onde:
= Altura manométrica de sucção
= Pressão manométrica no flange de sucção
𝛾 = Peso específico do liquido
= Velocidade no flange de sucção
= aceleração da gravidade
Para se efetuar as medições de pressão e velocidade no flange de sucção, o
sistema precisa estar em operação. Isto representa uma grande limitação deste
modelo para o cálculo do , não sendo aplicável ao projeto de um sistema, mas
somente a sistemas que já estejam em funcionamento. A alternativa encontrada foi a
aplicação do teorema de Bernoulli para o trecho entre o reservatório de sucção e o
flange de sucção.
27
𝛾
Ond o índic “s” indica o r s rvatório d sucção.
Assumindo que o liquido possui velocidade zero na superfície do reservatório,
hipótese que se mostra bastante plausível, a equação acima fornece:
𝛾
Vale lembrar que a pressão é manométrica. A pressão e a altura do
reservatório de sucção representam a energia que o fluido possui antes mesmo de
passar pela bomba. Sendo assim, quanto maior for esta quantidade de energia, menor
será a demanda sobre a bomba e menor será, portanto, a altura manométrica total do
sistema. A contribuição positiva dessas grandezas na equação 3.19 é desta forma
compreendida. Já a perda de carga representa uma perda na energia inicial que o
fluido possui que deverá ser recompensada pela bomba, elevando a altura
manométrica total. Por conta disso esta grandeza contribui negativamente para a
altura manométrica de sucção.
Figura 13 – Linha de sucção com reservatório pressurizado
28
Caso o reservatório de sucção não estivesse pressurizado, mas sim submetido
à pressão atmosférica, a pressão manométrica Ps seria igual a zero. Vale também
ressaltar que o reservatório de sucção pode estar localizado abaixo da bomba, tendo a
altura Zs então uma contribuição negativa. Este fator deve ser levado em conta para o
cálculo da altura manométrica de sucção e a fórmula ficaria então:
𝛾
3.7.3 Altura manométrica de descarga
Representado pelo símbolo , este conceito á a aplicação da teoria de altura
manométrica ao sistema de descarga da bomba. O método para se calcular esta
grandeza é o mesmo apresentado na seção 3.7.2, sofrendo somente uma leva
alteração. Mais uma vez será aplicado o teorema de Bernoulli como forma de calcular
a sem que o sistema precise já estar operando para tal, possibilitando o melhor
projeto da linha.
𝛾
Assim com acontece no reservatório de sucção, a velocidade do liquido na
superfície do reservatório de descarga pode ser aproximada como zero. A altura
manométrica de descarga vale então:
𝛾
Onde:
= Altura manométrica de descarga
= Pressão manométrica de descarga
𝛾 = Peso específico do fluido
= Altura do reservatório de descarga
= Perda de carga na linha de descarga
29
Figura 14 - Linha de descarga com reservatório pressurizado
A perda de carga na descarga representa mais uma vez um acréscimo na
demanda de energia sobre a bomba e possui assim contribuição positiva na equação
3.22. Diferentemente do que ocorre na linha de sucção, a pressão e altura do
reservatório na descarga elevam a quantidade de energia que o líquido bombeado
precisará ter, aumentando a exigência sobre a bomba. Ambos os termos são então
somados ao cálculo da altura manométrica de descarga, contribuindo para aumentar a
altura manométrica total do sistema.
3.7.4 Altura manométrica total
A altura manométrica total é, conforme apresentado no item 3.7, a diferença
entre a altura manométrica de descarga e de sucção. Seu cálculo pode ser realizado
então através da aplicação dos conceitos explicados nas seções 3.7.2 e 3.7.3. Para tal
será assumida a hipótese de que a velocidade do líquido em ambos os reservatórios
de sucção e descarga é nula.
𝛾
𝛾
30
Agrupando os termos equivalentes para sucção e descarga pode-se visualizar
mais claramente como cada grandeza influencia a altura manométrica total.
𝛾
Como a altura manométrica total representa o quanto de energia por unidade
de peso será demandado da bomba, valores baixos para esta grandeza são
desejáveis. Tendo isso em vista, vemos que uma altura pequena do reservatório de
descarga representa uma vantagem ao sistema, exigindo menos da bomba. O oposto
acontece com o reservatório de sucção, que deve ser mantido mais elevado de forma
a aliviar a bomba.
As pressões de sucção e descarga têm o mesmo comportamento da altura,
sendo valores altos para a sucção e baixos para a descarga, mais vantajosos. Já a
perda de carga possui comportamento um pouco diferente. Como tanto na sucção
como na descarga a perda de carga representa uma perda de energia que deve ser
compensada pela bomba, esta grandeza deve sempre ser a menor possível.
Como vimos, as características do sistema interferem diretamente na altura
manométrica total e, consequentemente, na demanda de energia da bomba.
Entretanto, o sistema visa atender as necessidades da aplicação em questão, sendo
normalmente determinado pela finalidade do projeto e não sendo cabível de
alterações. Caso seja este o caso, o recurso que resta ao projetista é trabalhar em
uma bomba que atenda à demanda fixa do sistema.
3.8 Curva característica do sistema
A curva característica do sistema é uma representação gráfica da altura
manométrica total analisada no item 3.7.4. Para a construção de tal curva é necessário
avaliar o comportamento do sistema para diferentes vazões, para então se determinar
a altura manométrica como função da vazão de bombeamento.
A equação 3.24 para a altura manométrica total possui três componentes, são
eles: pressão, altura do reservatório e perda de carga. O termo da diferença de
pressões entre os reservatórios de descarga e sucção independe da vazão, sendo
31
uma característica somente dos reservatórios. O mesmo acontece com o termo da
diferença de altura entre os reservatórios, que depende somente da posição de cada
reservatório no espaço e do nível de líquido contido em cada um deles. O único termo
que seria alterado com uma variação de vazão seria então o termo referente às perdas
de carga nas linhas de descarga e sucção.
Desta maneira, é possível perceber que uma parte do cálculo da altura
manométrica total é uma característica de como o sistema foi montado e é totalmente
inerente a qualquer mudança ocasionada pela atuação bomba. Esta parta é chamada
então de parte estática, uma vez que permanece constante para uma determinada
configuração do sistema. Mesmo para vazões nulas, quando nenhum líquido é
bombeado, este termo está presente e atuante no cálculo da altura manométrica total,
podendo assim ser compreendido como a altura manométrica no ponto de shut-off.
A segunda parte, referente à perda de carga, é afetada diretamente pela
atuação da bomba no sistema. Qualquer mudança de vazão impacta os valores de
, que são chamados então de parte dinâmica do sistema. Esta parte
corresponde à altura manométrica acima da altura no ponto de vazão nula e tem
comportamento parabólico de acordo com a vazão.
Figura 15 – Parte estática e dinâmica da curva característica de um sistema
32
O procedimento normalmente adotado para a determinação da curva
característica de um sistema é a avaliação deste parâmetro para seis vazões
diferentes. Importante na escolha das vazões é que a vazão nula seja avaliada, assim
como a vazão de operação calculada para o conjunto. Além desses, outros quatro
valores de vazão acima e abaixo da vazão de operação são escolhidos de maneira
arbitrária. Os seis valores encontrados para a altura manométrica do sistema são
usados como pontos base para o ajuste de uma curva comum a todos os pontos,
sendo esta a curva característica do sistema.
3.9 Carga da bomba e curva head x vazão
A carga da bomba indica o quanto de energia a bomba pode fornecer ao
sistema. Para aplicações hidráulicas normalmente se explicita este parâmetro como
razão do peso específico do líquido, assim como o procedimento feito para o sistema.
Uma vez que o conceito de altura manométrica do sistema representa a
energia por unidade de peso que o sistema demanda da bomba para transportar o
fluido do reservatório de sucção para o de descarga, a carga da bomba indica o
quanto de energia por unidade de peso a bomba consegue fornecer. Naturalmente,
para o funcionamento em conjunto, tanto demanda como capacidade de fornecimento
devem ser compatíveis.
Todos os aspectos de projeto de uma bomba interferem diretamente em sua
carga. A forma do impelidor e da carcaça, assim como suas dimensões, são dois dos
principais aspectos, apresentando bastante variação de acordo com o fabricante da
bomba. Deste modo, cada modelo de bomba de cada fabricante possui
comportamentos diferentes, impossibilitando um modelo genérico para a carga de
bombas, que devem sempre ser analisadas caso a caso.
Como forma de exemplificar a influência dos dados de projeto sobre o
desempenho da bomba, o diâmetro do impelidor será analisado mais a fundo. O
diagrama abaixo mostra curvas de carga contra vazão para uma mesma bomba,
sendo a única diferença entre elas o diâmetro do impelidor usado.
33
Figura 16 – Curva de carga da bomba para diferentes diâmetros de impelidor
Como a variação do diâmetro altera fortemente a curva de carga, este é um
recurso amplamente usado por projetistas para adequar a bomba às exigências do
sistema. Uma maneira rápida e barata de se reduzir um pouco a carga fornecida pela
bomba para a vazão desejada é reduzir o diâmetro do impelidor através do processo
de usinagem. Isto é mais simples do que, por exemplo, realizar qualquer alteração na
carcaça e traz resultados satisfatórios e rápidos.
Outro fator que afeta a carga que a bomba pode atingir é o modo como esta
opera. Por conta disso é feito sempre um estudo do comportamento da carga de cada
bomba ao variar-se a vazão de operação. A este comportamento dá-se o nome de
curva Head x vazão. Esta curva é usualmente feita pelo fabricante da bomba e usando
água como o liquido de bombeamento. Ao engenheiro que projeta determinado
sistema cabe a análise do próprio sistema, sendo a análise da bomba um dado
fornecido pelo fabricante.
Diferentes padrões de curva head x vazão para diferentes classes de bombas
são possíveis, dependendo das características de projeto. Esse padrão exerce
influência sobre a escolha da uma bomba para determinada operação, sendo sempre
um dado analisado no estudo de bombas.
34
Figura 17 – Diferentes padrões para a curva Head x Vazão
As curvas acima mostram que, para cargas semelhantes no ponto de vazão
zero, diferentes bombas possuem comportamentos bem distintos. O caimento da
carga pode ocorrer de maneira rápida, controlada ou devagar. Um fato que é,
entretanto, sempre comum em todas as bombas é o ponto onde esta desenvolve sua
carga máxima. Como carga e vazão são inversamente proporcionais, a carga máxima
ocorre sempre no ponto de vazão nula, também chamado de ponto de Shut-Off.
3.10 Curva rendimento total x vazão
O rendimento em bombas é normalm nt r pr s ntado p la l tra gr ga “η” é
definido da seguinte forma:
Na bomba existem perdas que fazem com que a potência recebida pela bomba
não seja totalmente transmitida ao fluido, como era desejável. Por conta disso, o
rendimento η d qualqu r bomba será sempre menor do que um. As fontes de perdas
de energia pertencem a três grupos, cada um com princípios diferentes. São eles:
Princípio volumétrico
As pás do impelidor não tocam a carcaça da bomba, havendo sempre
um pequeno espaço entre eles. Por esse espaço há sempre um fluxo de fluido
35
que recebe energia do impelidor, mas, ao invés de ir para a linha de descarga,
retorna para a seção de sucção da bomba. Este processo recebe o nome de
recirculação e a perda resultante dele gira em torno de 2% para bombas
grandes e 10% para bombas pequenas.
Para esta classe de perda de energia é calculado um rendimento
denominado rendimento volumétrico, representado pelo símbolo .
Princípio mecânico
O contato entre o fluido em movimento e a carcaça na região do
impelidor assim como o contato entre o eixo da bomba e seus mancais
representam perdas de energia por conta de atrito. A utilização de mancais
bem projetados com boa lubrificação e pouco contato com o eixo reduz esta
perda significativamente, mas ela não pode ser totalmente anulada.
Para esta classe de perda de energia é calculado um rendimento
denominado rendimento mecânico, representado pelo símbolo .
Princípio hidráulico
O escoamento do fluido na região do impelidor atinge grandes
velocidades e não é perfeitamente organizado. Pequenas turbulências no
escoamento podem acontecer, representando perdas de energia. Para esta
classe de perda de energia é calculado um rendimento denominado
rendimento hidráulico, representado pelo símbolo .
O rendimento total da bomba nada mais é do que o produto dos três
rendimentos acima citados.
Assim como para curva head x vazão, o comportamento da curva rendimento
total x vazão depende das características de cada bomba, sendo impossível a criação
de um modelo geral para qualquer bomba. Entretanto, as curvas costumam seguir um
padrão.
36
Figura 18 – Curva rendimento total versus vazão
Para qualquer projeto, o ponto ótimo de operação da bomba será sempre o
ponto em que esta possui o maior rendimento possível. Sempre será buscado usar a
bomba correta para um determinado sistema, de modo a se atingir essa vazão de
operação que otimiza o rendimento.
3.11 Curva potência absorvida x vazão
A potência absorvida pela bomba é a potência cedida pelo acionador, que
também deve ser escolhido para o projeto. Determinar então a potência que a bomba
precisa receber é essencial para orientar qual o tipo, fabricante e acionador específico
devem ser usados.
Para a potência absorvida será feita novamente a escolha de representar esta
grandeza por unidade de peso do liquido, de forma que o cálculo fique:
𝛾
Onde:
𝛾 = Peso específico do liquido
Q = Vazão
37
H = Carga de operação da bomba (também chamado de Head da bomba)
= Rendimento total da bomba
Ao realizar o mesmo procedimento feito tanto para a curva carga x vazão como
para rendimento total x vazão, pode-se determinar a curva potência absorvida x vazão.
Assim como o que ocorre para as curvas previamente analisadas, o comportamento
da potência absorvida pela bomba como função da vazão é afetado pelas
características do sistema e ponto de operação, assim como características da bomba.
Seu comportamento é então variável, porém um padrão pode ser identificado.
Figura 19 – Curva típica potência absorvida versus vazão
Como o conceito de potência útil cedida ao fluido foi introduzido no item
anterior ao se explicar o rendimento total da bomba, vale mostrar rapidamente como
esta grandeza é calculada.
𝛾
Onde, assim como para a potência absorvida:
𝛾 = Peso específico do liquido
Q = Vazão
H = Carga de operação da bomba (também chamado de Head da bomba)
38
3.12 Apresentação das curvas características de bombas
Para determinar se uma bomba se encaixa em determinado sistema, a análise
dos três parâmetros previamente citados (carga, rendimento total e potência
absorvida) em relação à vazão é de extrema importância. De modo a melhorar então a
visualização das três curvas, é comum que todas sejam apresentadas em um mesmo
diagrama, chamado de curvas características de uma bomba.
Figura 20 – Curvas características de uma bomba
3.13 O problema da cavitação
O fenômeno da cavitação ocorre quando a pressão absoluta em qualquer
ponto do escoamento atinge um valor menor ou igual à pressão de vapor do liquido
para a temperatura em que ele se encontra. Caso isso ocorra, parte do liquido irá se
vaporizar, formando bolhas que seguirão o escoamento. Quando as bolhas atingem
uma região de pressão maior do que a de vapor, elas entram em colapso e fazem
novamente a transição para a fase líquida. Isso gera ondas de choque que percorrem
39
o fluido gerando vibrações e danificando o material das partes da bomba. Além disso,
a diferença de volume específico entre a parte gasosa (bolhas) e a parte líquida do
escoamento altera as curvas características da bomba.
Como o fenômeno ocorre quando a pressão atinge a pressão de vapor do
liquido, o ponto mais crítico do sistema em relação à cavitação é o ponto de menor
pressão. No caso de bombas centrífugas, este ponto de menor pressão ocorre na
entrada do impelidor, onde o fluido ainda não recebeu nenhum aporte de energia e já
sofreu a perda de carga da linha de sucção.
Figura 21 – Efeito da cavitação nas curvas características de uma bomba
O fenômeno da cavitação é, portanto extremamente maléfico para o
funcionamento de bombas e deve ser evitado. Para tal é preciso avaliar-se dois
parâmetros, o NPSH requerido e disponível.
3.13.1 NPSH requerido e disponível
NPSH é uma sigla em inglês para “Net Positive Suction Head”, qu m
português significa Carga positiva líquida de sucção.
40
As perdas de carga atuantes na linha de sucção, sejam elas normais ou
localizadas, provocam uma diminuição da pressão do liquido. O conceito de
representa a energia absoluta por unidade de peso que o líquido deve
ter no flange de sucção para este ser capaz de suportar a operação da bomba sem
atingir sua pressão de vapor. Este parâmetro indica a energia necessária no
reservatório de sucção para que, mesmo sofrendo a perda de carga na sucção, o
fluido não entre na zona de cavitação.
Como o depende somente das características da bomba e de
seu ponto de funcionamento, este parâmetro é normalmente fornecido pelo fabricante.
Novamente é usada uma curva que mostra como esta grandeza se comporta de
acordo com a variação da vazão.
Figura 22 – Curva de NPSH requerido
O representa a energia absoluta por unidade de peso existente
no flange de sucção acima da pressão de vapor. Esta grandeza é calculada da
seguinte forma:
𝛾
𝛾
𝛾
41
Onde:
= Altura manométrica de sucção
= Pressão atmosférica local
= Pressão de vapor na temperatura de bombeamento
𝛾 = Peso específico do liquido na temperatura de bombeamento
= Pressão manométrica no reservatório de sucção
= Altura do reservatório de sucção
= Perda de carga na linha de sucção
Para evitar a cavitação é preciso então que o NPSH disponível seja maior do
que o NPSH requerido. Uma margem de segurança de 0.6 metros é normalmente
adotada, de modo a garantir que o sistema não operará em cavitação de forma
alguma. Caso este critério seja respeitado, a operação do conjunto é segura.
3.14 Ponto de operação do sistema
No item 3.7 foi estudado como o sistema demanda energia para permitir o fluxo
de fluido entre os reservatórios de sucção e descarga. No item 3.9 foi analisado como
uma bomba consegue fornecer energia a um sistema. Ambas as análises foram feitas
separadamente, sem considerar quando ambos operam em simultâneo.
Quando a bomba é instalada em um sistema e ambos trabalham juntos, é
natural pensar que uma vazão de equilíbrio será atingida, assim como uma carga
correspondente a esta vazão. Este ponto, chamado de ponto de operação, é o ponto
onde as curvas para a bomba e para o sistema se encontram quando são sobrepostas
em um único gráfico de carga versus vazão.
42
Figura 23 – Ponto de operação do sistema
43
Capítulo 4 – Sistema de combate a incêndio em navios
plataforma
Navios plataforma trabalham constantemente com muitos produtos inflamáveis
e possuem muitas fontes quentes, estando assim sempre propícios a incêndios. O fato
de haver um fluxo grande de óleo bruto sendo extraído pelo navio, aliado à dificuldade
de se prestar socorro a um navio que se encontra muito distante da costa, exige que a
embarcação seja autossuficiente na questão de combate a incêndio.
Acidentes ocorridos no passado foram responsáveis por tirar muitas vidas e
alertaram toda a indústria petrolífera quanto aos perigos da atividade de extração no
que se remete a focos de incêndio. Os sistemas de combate usados hoje nas
modernas plataformas de petróleo são bastante avançados e a fiscalização feita por
órgãos controladores é rigorosa, de modo que o projeto de tal sistema possui
complicações.
Todas estas medidas são tomadas visando evitar tragédias como a mostrada
abaixo, quando uma plataforma de extração pegou fogo no golfo do México. O
incidente ocorrido em Abril de 2010 feriu 17 trabalhadores e 11 perderam suas vidas.
Figura 24 – Plataforma em chamas no golfo do México
44
O caso do acidente mostrado acima é a pior situação para uma embarcação de
extração de óleo. O foco de incêndio não foi contido com rapidez, permitindo que o
fogo se espalhasse a atingisse uma grande área da plataforma. As proporções foram
tamanhas que o sistema de combate de própria plataforma não foi capaz de conter o
incêndio, sendo necessária a ajuda de navios de apoio.
4.1 Modos de combate a incêndio em navios plataforma
O fogo possui três componentes básicos, necessários para a continuação da
reação, são eles: o combustível, o comburente e a fonte de calor. O sistema de
combate a incêndio em navios de uma maneira geral atua na eliminação da fonte de
calor da reação de combustão.
O navio possui uma fonte praticamente inesgotável de água, o mar. O método
normalmente usado em embarcações é a coleta da água do mar que, por meio de
bombas e tubulações, é trazida para a região do navio onde o incêndio está
ocorrendo. Ao entrar em contato com o foco do incêndio a água absorve bastante
energia da reação e reduz sua temperatura, anulando assim o componente da fonte
de calor. Para o caso de navios plataforma, contudo, a abordagem é um pouco
diferente.
Como navios plataforma trabalham constantemente com elementos altamente
inflamáveis, os cuidados devem ser redobrados. Nas áreas mais perigosas de tais
mbarcaçõ s (como é o caso do “Turr t”, foco d st trabalho) é adicionado um
composto químico à água do mar que é jogada sobre o foco do incêndio. Este
composto reage com o contato com a água e com o ar formando uma espuma
bastante densa. Tal composto recebe o nome de LGE, sigla para liquido gerador de
espuma.
Ao ser depositado sobre o local onde o incêndio está ocorrendo, a espuma
troca calor com a superfície combustível e resfria a fonte quente responsável por
fornecer energia à reação. Além disso, ela forma uma camada logo acima do
combustível que atua como uma barreira. Isso separa os vapores quentes em
combustão e o ar do combustível, eliminando o comburente da reação, sem o qual
esta é interrompida.
45
Figura 25 – Espuma atuando no combate a incêndio
A figura acima ilustra a atuação da espuma ao ser depositada sobre o foco do
incêndio. É possível notar como a camada de espuma permite a passagem do vapor
quente, isolando o combustível da sua fonte de calor e de seu comburente.
4.2 Funcionamento do sistema de combate a incêndio em
plataformas
O sistema de combate a incêndio central da embarcação é composto pelos
seguintes itens, com suas respectivas funções:
Bomba principal de combate a incêndio
Deve ser destinada somente a esta função e ser projetada de tal
maneira a garantir a vazão desejada para os mecanismos de combate a
incêndio.
Bomba auxiliar de combate a incêndio
Possui acionamento obrigatoriamente diferente da bomba
principal e entra em operação em caso de falha da bomba principal ou
46
se o incêndio se espalhar por uma região grande da embarcação,
aumentando a demanda por vazão do sistema.
Anel dedicado somente ao combate a incêndio
Bombas tipo Jockey
Obtivo de manter uma pressão elevada em todo o anel de
incêndio. Assim, caso qualquer sprinkler, hidrante ou canhão de água
seja usado, haverá uma queda de pressão na linha que será percebida
por sensores na bomba principal e esta entrará em operação.
Caixa de mar
Responsável por retirar água do mar e sempre suprir o sistema
com a vazão necessária. A caixa é somente uma abertura no fundo da
embarcação pela qual a água do mar entra de forma controlada,
podendo então ser bombeada e utilizada para diversos fins.
Para o caso específico da região do Turret, objeto de estudo deste trabalho, é
feito o combate a incêndio não somente com água, mas sim com uma mistura de água
e liquido gerador de espuma. Para tal é necessário, além dos itens acima citados, um
reservatório para o LGE e um proporcionador. A figura abaixo mostra como o
reservatório de LGE é misturado ao fluxo de água com o auxilio do proporcionador.
Figura 26 – Instalação do proporcionador e do reservatório de LGE
47
O proporcionador é um pequeno equipamento adicionado à linha que tem a
função de controlar a mistura entre água e o LGE. Ele é conectado no final da
tubulação e possui uma ligação com o reservatório de LGE. Este equipamento regula
então a vazão de liquido que será adicionada ao escoamento de água para que se
atinja a concentração desejada da mistura. Para aplicações com hidrocarbonetos, a
composição usual da mistura é 97% de água do mar e 3% de líquido gerador de
espuma. Esta concentração pode mudar conforme o LGE utilizado.
A figura abaixo mostra um proporcionador padrão. É possível notar a entrada
para o liquido gerador de espuma na parte superior do equipamento.
Figura 27 - Proporcionador
4.3 Normas de segurança
Visando evitar ao máximo que acidentes em embarcações ocorram, foram
criadas normas que regulamentam a construção e operação de navios em geral.
Qualquer plataforma que opere em qualquer campo deve seguir tais normas para
sempre presar pela segurança de seus tripulantes.
As principais normas internacionais aplicáveis a navios plataforma são:
MODU code – Mobile Offshore Drilling Units code
IMO – International Maritime Organization
SOLA – Safety of Life at Sea
FSS – Fire Safety Systems
48
A norma MODU é referente especificamente a plataformas de perfuração de
poços em mar aberto a regulamenta toda a operação de tais unidades. As normas
IMO e SOLA regulamentam embarcações de maneira geral, não sendo restritas a
atividade de perfuração, mas abrangendo também esta classe. Já a norma FSS se
refere somente aos equipamentos e procedimentos de prevenção e combate a
incêndio em embarcações.
Pela regulamentação sobre navios plataforma, o sistema de contenção de
incêndio deve ser capaz de suprir a região do Turret com:
Uma vazão de ⁄ para cada
Uma pressão de ⁄
49
Capítulo 5 – O projeto original
O cálculo do sistema de combate a incêndio para a região do Turret do navio
plataforma FSO UOTE 1 foi realizado pela empresa OMNI Offshore Terminals,
localizada em Cingapura. Esta empresa foi contratada pela empresa brasileira e dona
da embarcação PETROBRAS, sendo responsável por todo o projeto do sistema de
combate a incêndio do navio. Como era inicialmente um navio tanque, as linhas e
tubulações já existentes foram modificadas para atender as novas especificações para
o uso como FSO. A conversão da embarcação foi finalizada no ano de 2013 e esta já
está operando na bacia de campos, em águas brasileiras.
5.1 Área a ser protegida
O projeto original considerou que a região do turret possui uma área de
aproximadamente 417 m², estando localizada na extensão a partir do deck principal da
embarcação.
5.2 Vazão exigida pelas normas
As normas que regulam os equipamentos de combate a incêndio em
embarcações de exploração de petróleo (IMO, FSS e MODU code) consideram a
região do turret como sendo de alta periculosidade, pois existe constante fluxo de óleo
bruto neste local. Sendo assim, é exigida uma alta vazão de descarga dos
equipamentos para contenção de incêndio, que é uma função da área a ser protegida.
Vazão exigida pelas normas:
⁄
Como vimos acima, a área do Turret a ser protegida possui aproximadamente
417 m², logo a vazão exigida é:
⁄
⁄
50
5.3 Vazão total do sistema
Além da vazão de
⁄ de água do mar destinada diretamente à região do
Turret, mais um hidrante localizado do final do deck principal pode ser usado na
contenção de qualquer foco de incêndio que se inicie. O abastecimento deste hidrante
é feito pela mesma linha que abastece o turret, aumentando a vazão total do sistema.
O hidrante localizado no deck principal possui uma vazão de
⁄ que
deve ser somada à vazão de
⁄ calculada anteriormente, resultando em:
⁄
5.4 Cálculo da velocidade na descarga
A linha de descarga possui tubulações com diferentes diâmetros e vazões, o
que resulta em velocidades diferentes para o escoamento. Sendo assim, o cálculo da
velocidade deve ser feito separadamente para cada um destes trechos onde ou
diâmetro ou vazão são alterados. Por conta disso, a tubulação de descarga foi
separada em quatro trechos diferentes. Cada um deles será analisado separadamente
e terá valores diferentes para os diversos parâmetros analisados neste capítulo.
Tabela 4 – Diâmetro e vazão para cada trecho da tubulação
Trecho Diâmetro interno [m] Vazão [m³/h]
A-B 0,2985 322
B-F 0,2976 322
F-G 0,2976 322
G-H 0,1936 250
51
Figura 28 – Linha de combate a incêndio original do Turret
52
Sendo a vazão e o diâmetro interno de cada trecho da tubulação conhecidos, a
velocidade pode ser calculada da seguinte maneira:
⁄
Onde:
Q = Vazão para o trecho
D = Diâmetro interno da tubulação
Como a vazão possui unidade de m³/h e a velocidade é normalmente calculada
em m/s, é preciso realizar uma conversão de unidades. O cálculo da velocidade já
levando em conta a conversão fica:
⁄
Tabela 5 – Velocidade por trecho da tubulação
Trecho Velocidade [m/s]
A-B 1,278
B-F 1,286
F-G 1,286
G-H 2,359
5.5 Cálculo do número de Reynolds
A variação da velocidade em cada trecho impacta diretamente o número de
Reynolds de cada um deles. Para a aplicação da teoria explicada no item 3.2.2 é
necessário ainda o valor da viscosidade cinemática da água do mar.
⁄
Sendo que a viscosidade cinemática é definida como a razão entre viscosidade
absoluta e massa específica.
53
Tabela 6 – Número de Reynolds por trecho da tubulação
Trecho Número de Reynolds
A-B 381532,9
B-F 382686,7
F-G 382686,7
G-H 456725,3
5.6 Cálculo do coeficiente de atrito na descarga
Analisando os valores de Reynolds encontrados no item 5.5 é possível
perceber que, para todos os quatro trechos da tubulação, o escoamento ultrapassa o
valor de 4000, podendo ser classificado como turbulento. Também vale notar que
todos os quatro resultados se encontram dentro da faixa entre e , permitindo a
utilização do seguinte método para se encontrar o coeficiente:
Tabela 7 – Coeficiente de atrito por trecho
Trecho Coeficiente de atrito
A-B 0,012731
B-F 0,012721
F-G 0,012721
G-H 0,012171
5.7 Perda de carga normal
O projeto original calculou a perda para os trechos retos da tubulação em
unidades de pressão. Desta forma, o cálculo para a perda de carga difere um pouco
do método apresentado no item 3.4. A fórmula utilizada no projeto consiste em
54
multiplicar a equação de Darcy-Weisbach pelo peso específico do liquido, resultando
na seguinte equação:
𝛾
𝛾
Onde:
𝛾 = Peso específico do líquido
= Massa específica do líquido
= Aceleração da gravidade
Logo:
A tabela abaixo apresenta o comprimento reto de tubulação por trecho da linha
de descarga assim como a perda de carga calculada em unidades de pressão:
Tabela 8 – Comprimento reto e perda de carga normal por trecho
Trecho Comprimento reto [m] Perda de carga [Pa]
A-B 40 1428,362
B-F 19 688,274
F-G 216,5 7842,696
G-H 105,8 18971,268
5.8 Perda de carga localizada
Assim como feito no item 5.7, a perda de carga localizada também foi calculada
no projeto original em unidades de pressão. Esta maneira é semelhante ao método
55
direto apresentado no item 3.5, porém multiplicado pelo peso específico do liquido,
definido na seção anterior. A equação para a perda de carga fica então:
𝛾
Tabela 9 – Acessórios em cada trecho da linha, suas quantidades e valores de K
Acessório Quantidade por trecho
K A-B B-F F-G G-H
Joelho de 90° de
raio curto 1 0 0 0 0,52
T (fluxo em linha) 5 1 7 3 0,1
T (usado como
joelho) 1 1 1 1 1,50
Válvula borboleta 1 0 0 0 0,03
Válvula gaveta 1 1 7 2 0,03
Válvula de retenção
angular 1 0 0 0 2,1
Válvula de
inundação 0 0 0 1 1
Conforme explicado no item 3.5, o coeficiente K de todos os elementos de um
trecho da tubulação pode ser somado para o cálculo da perda de carga, que é então
feito para todo o trecho da linha de uma só vez.
Tabela 10 – Valor total de K por trecho assim como a perda de carga localizada
Trecho Soma de K por trecho Perda de carga [Pa]
A-B 4,68 3918,456
B-F 1,63 1381,346
F-G 2,41 2042,358
G-H 2,86 8157,543
56
5.9 Perda de carga total na descarga
Conforme explicado no item 3.6, a perda de carga total é a soma das perdas de
carga localizadas e normais.
Tabela 11 – Perda de carga total por trecho
Trecho Soma das perdas de carga por trecho [Pa]
A-B 5346,818
B-F 2069,619
F-G 9885,053
G-H 27128,810
Perda de carga total [Pa] 44430,301
Assim, a perda de carga total da descarga calculada no projeto original foi:
5.10 Altura do reservatório de descarga
Esta embarcação possui um sistema de Turret externo que fica acima do Deck
principal do navio. Para os cálculos do projeto original foi usada a altura diretamente
do conjunto do Turret em relação à bomba principal de incêndio.
Figura 29 – Altura do reservatório de descarga
57
A altura do reservatório de descarga relativa ao Turret foi dessa maneira
.
5.11 Altura manométrica total do sistema
No projeto original foi analisada a perda de carga somente do sistema de
descarga da bomba principal de combate a incêndio, sendo a sucção desta não
calculada. Além disso, a pressão do reservatório de sucção foi assumida como igual à
pressão atmosférica e a altura do reservatório de sucção não foi levada em conta nos
cálculos originais.
A pressão do reservatório de descarga foi mantida igual a 0.5 MPa, o que
corresponde a ⁄ . Este valor ficou, entretanto, um pouco abaixo do mínimo
exigido pelas normas internacionais de ⁄ .
Tais considerações possuem o seguinte impacto no cálculo da altura
manométrica total:
O termo não é levado em conta.
O termo não é levado em conta
A fórmula para a altura manométrica total passa então a ser:
𝛾
𝛾
Convertendo este valor para unidades de distância, pode-se encontrar a altura
manométrica total em metros encontrada no projeto original.
𝛾
58
5.12 A curva do sistema
Realizando o procedimento descrito no item 3.8, é possível determinar-se a
curva do sistema encontrada no projeto original.
Tabela 12 – Altura manométrica total do sistema para diferentes vazões
Vazão [m³/h] Altura manométrica [m] Vazão [m³/h] Altura manométrica [m]
0 88,248 550 104,331
50 88,449 600 107,131
100 88,956 650 110,138
150 89,731 700 113,349
200 90,757 750 116,763
250 92,023 800 120,378
300 93,521 850 124,191
350 95,247 900 128,203
400 97,194 950 132,410
450 99,360 1000 136,813
500 101,740
Figura 30 – Curva original do sistema
59
5.13 Seleção da bomba
Foi escolhido pela empresa OMNI Offshore Terminals, responsável pelo projeto
original, o fabricante SHINKO para fornecer a bomba de incêndio principal da
embarcação. Dentre as bombas que este fabricante possui, foi instalada uma bomba
do modelo GVD300-3M.
Dados da bomba selecionada:
Vazão variando entre 650 e 975 m³/h
Head variando entre 110 e 73 m
Figura 31 - Curva Head x vazão para o modelo de bomba escolhido
60
A curva da bomba fornecida pelo fabricante foi recriada, de modo a viabilizar a
comparação com a curva do sistema.
Tabela 13 – Carga da bomba para diferentes vazões
Vazão [m³/h] Carga da bomba [m] Vazão [m³/h] Carga da bomba [m]
0 127,00 550 114,00
100 126,00 600 112,00
150 125,00 650 110,00
200 123,00 700 108,00
250 122,00 750 106,00
300 121,00 800 104,00
350 119,00 850 102,00
400 118,00 900 100,00
450 116,00 950 98,00
500 115,00 1000 96,00
Figura 32 – Recriação da curva da bomba fornecida pelo fabricante
61
5.14 Ponto de operação do sistema
Uma vez conhecidas as curvas tanto da bomba quanto do sistema, é possível
determinar o ponto de operação do conjunto. O gráfico representando ambos o
sistema e a bomba pode ser visto abaixo:
Figura 33 – Ponto de operação original
O ponto onde as curvas da bomba e do sistema de encontram é o ponto onde
o sistema opera. A carga (Head) e a vazão correspondentes ao ponto de operação
foram marcadas como e respectivamente no gráfico. Os valores de operação
são aproximadamente:
⁄
A vazão de operação encontrada é bastante superior à vazão de projeto de
⁄ , sendo esta bomba capaz de fornecer ao sistema a energia necessária com
uma margem de segurança bastante elevada.
62
A curva de eficiência da bomba em questão, fornecida pelo fabricante do
equipamento, indica como a eficiência se comporta para diferentes vazões. Sabendo-
se o ponto de operação do conjunto é possível, através da curva de eficiência,
determinar-se com qual eficiência a bomba operará.
Figura 34 – Curva de eficiência da bomba original
A vazão de operação de 650 m³/h resulta em uma eficiência de,
aproximadamente, 81 %. Uma vez que este valor se encontra muito próximo do ponto
de máxima eficiência da bomba (84% para a vazão de 750 m³/h), esta é adequada
para o sistema. Isto faz com que o aproveitamento de energia da bomba seja próximo
do melhor possível, representando gastos otimizados com energia na operação.
5.15 Comentários
O projeto original assumiu a hipótese de que a perda de carga na sucção da
bomba de incêndio principal é desprezível. Pelo fato de ter poucos acessórios e ser
curta em comparação com a descarga, a tubulação de sucção gera uma perda de
carga menor, mas que deve ser levada em conta. A hipótese tomada representa uma
fonte de imprecisão desnecessária ao projeto original que pode ser corrigida.
63
Outro fator referente à sucção da bomba que não foi considerado no projeto
original foi a pressão do reservatório de sucção. A sucção ocorre na parte de baixo do
navio, onde a água do mar está sob uma pressão devido à coluna de água que se
encontra acima.
A descarga da linha analisada no projeto original se encontra no Deck principal
da embarcação. Como o sistema se dedica ao combate de incêndio no Turret, a
descarga poderia ser feita nesta região. O acréscimo de um trecho de tubulação para
corrigir o ponto de descarga do sistema deixaria o combate ao incêndio mais eficaz.
Como explicado no capítulo 4, o sistema de combate a incêndio em
embarcações de exploração de petróleo é controlado por diferentes normas e deve
seguir diversas exigências. Tais normas determinam uma pressão na descarga para a
área do Turret de ⁄ , representando 700 kPa. O projeto original resultou em
uma pressão de 500 kPa, estando abaixo do valor mínimo exigido, o que não é
permitido.
A área do Turret utilizada para os cálculos do projeto original foi de 417 m²,
valor que não corresponde à área real deste equipamento. A escolha da bomba para o
sistema indica que este valor foi alterado na fase final do projeto, porém as alterações
não foram apresentadas. Desta forma, a vazão de água do mar refletida nos cálculos
foi incorreta, estando abaixo da vazão determinada nas normas internacionais e
resultando em um superdimensionamento do conjunto.
O fenômeno da cavitação é sempre um fator de preocupação para projetista de
sistemas hidráulicos e deve ser evitado. O projeto original não atentou para este fato,
assumindo o risco de ocorrer cavitação durante a operação da bomba.
Por indicarem pontos passíveis de mudanças cujas consequências podem ser
danosas ao funcionamento, o projeto do sistema será refeito visando aprimorar os
pontos acima citados.
64
Capítulo 6 – Projeto alterado
6.1 Área a ser protegida
Como mostrado no item 4.3, a área do equipamento que deve ser protegido
pelo sistema de combate a incêndio determina a vazão deste. O esquema
apresentado abaixo é uma parte do arranjo geral da embarcação e mostra as
dimensões do Turret, necessárias para o cálculo de sua área.
Figura 35 – Dimensões do Turret
Desta forma, a área de um nível do equipamento é de 232,5 m². Contudo, o
equipamento possui três níveis, onde possíveis focos de incêndio devem ser
combatidos. Uma nova análise do arranjo geral do navio mostra os níveis citados.
65
Figura 36 – Diferentes níveis do Turret
A área total do equipamento é então:
6.2 Vazão do sistema
Aplicando a determinação das normas internacionais é possível encontrar a
vazão para o sistema.
⁄ ⁄
Como esta embarcação possui ainda um hidrante localizado no final do deck
principal que auxilia no combate a incêndio do turret, a vazão deste deve ser
acrescentada à vazão encontrada acima para assim encontrar-se a valor total que
deve ser fornecido pela bomba.
⁄
66
6.3 Dados da linha de sucção
A sucção da bomba é feita através de uma caixa de mar localizada no fundo da
embarcação. Esta caixa de mar consiste em uma abertura no casco do navio por onde
uma quantidade controlada de água do mar é bombeada para o anel de combate a
incêndio. O conjunto da caixa de mar pode ser visto abaixo:
Figura 37 – Caixa de mar
Como a bomba está localizada também no fundo da embarcação, o
comprimento da linha de sucção é bastante curto, sem mudanças no diâmetro interno
dos tubos e nem na vazão. Por conta disso, toda a sucção será analisada
simultaneamente.
Tabela 14 – Acessórios presentes na linha de sucção
Acessório Quantidade
Válvula angular 1
Válvula borboleta 1
Filtro 1
A tubulação de sucção não possui nenhum desvio ou junção e é a responsável
por fornecer a bomba com toda a quantidade de liquido que será bombeada. A vazão
na sucção é, portanto, igual à máxima vazão na descarga. Como visto na seção 6.2,
para a aplicação estudada a vazão será de 490,5 m³/h.
67
Tabela 15 – Vazão, diâmetro interno e comprimento da linha de sucção
Vazão [m³/h] Diâmetro interno [m] Comprimento reto [m]
490,5 0,2985 2
6.4 Velocidade na sucção
Aplicando a teoria explicada na seção 5.4, o cálculo da velocidade na sucção é
possível.
⁄
⁄
⁄
6.5 Número de Reynolds na sucção
Sendo o valor da viscosidade cinemática para a sucção o mesmo que para a
descarga, já que se trata do mesmo fluido a uma mesma temperatura padrão de 25°C.
⁄
6.6 Coeficiente de atrito na sucção
O número de Reynolds para a sucção de encontra dentro do intervalo
, logo o coeficiente de atrito pode ser calculado segundo a seção 3.3.1.
68
6.7 Perda de carga normal na sucção
Diferentemente do projeto original, a perda de carga normal será calculada
através da equação de Darcy-Weisbach sem ser multiplicada pelo peso específico do
líquido. O resultado se encontra desta forma diretamente em metros.
6.8 Perda de carga localizada na sucção
Aqui será usado o método direto para o cálculo, sendo necessário o valore do
coeficiente K para cada acessório.
Tabela 16 – Valores de K para cada acessório da sucção, assim como o valor total
Acessório Coeficiente K Valor total de K
Válvula angular 2,3
6,03 Válvula borboleta 2
Filtro 1,73
∑
6.9 Perda de carga total na sucção
69
6.10 Altura do reservatório de sucção
A caixa de mar por onde a agua do mar entra na linha de sucção se encontra
no fundo da embarcação, assim como a bomba de combate a incêndio principal. Desta
forma, a altura do reservatório de sucção pode ser considerada como zero.
6.11 Pressão do reservatório de sucção
O ponto onde ocorre a sucção da água do mar se encontra abaixo do nível da
água. Sendo assim, a coluna de água faz com que a pressão neste ponto seja maior
do que a pressão atmosférica. A pressão do reservatório de sucção é então a pressão
hidrostática no local, sendo calculada de seguinte forma:
Sendo:
H = profundidade onde a caixa de mar se encontra
Figura 38 – Altura da coluna de água na sucção
70
H é desta forma o calado médio da embarcação menos a altura em relação ao
fundo que a bomba se encontra, sendo igual a 20,599 m. Aplicando-se este valor à
equação 6.5 encontra-se a pressão atuando sobre o local da sucção do sistema.
6.12 Altura manométrica de sucção
Uma vez que todos os parâmetros para o cálculo da altura manométrica de
sucção foram encontrados, esta pode ser calculada.
𝛾
6.13 Modificações na linha de descarga
A alteração no local da descarga da linha proposta no item 5.15 implica em
mudanças no sistema original. Como pode ser visto na ilustração abaixo, o novo ponto
de descarga se encontra mais afastado da bomba principal e mais elevado em relação
ao ponto original.
Figura 39 – Modificação do local da descarga
71
Para possibilitar esta configuração será usado um joelho de 45° de raio longo
flangeado para proporcionar a curva que a tubulação deve fazer para atingir a
estrutura adicional do turret. Além disso, mais 50,268 metros de tubulação serão
usados para posicionar a descarga da linha o mais próximo possível do foco de um
possível incêndio, tornando o combate mais eficiente e mantendo uma distância
segura para a operação do sistema por um funcionário do navio.
6.14 Velocidade na linha de descarga
A mudança da vazão feita no item 6.2 adequa o projeto às normas
internacionais de combate a incêndio, mas modificam bastante os cálculos realizados.
Neste ponto vale notar que o diâmetro da tubulação adicionada é o mesmo da
tubulação já existente no trecho G-H, mas, como a vazão total foi alterada, a
velocidade do escoamento será diferente. Desta maneira, todos os parâmetros do
escoamento são modificados.
Tabela 17 – Novos valores de vazão por trecho na descarga
Trecho Diâmetro interno [m] Vazão [m³/h]
A-B 0,2985 490,5
B-F 0,2976 490,5
F-G 0,2976 490,5
G-H 0,1936 418,5
Uma vez determinado à nova vazão e mantido os diâmetros iniciais, o cálculo
para a velocidade na descarga pode ser realizado seguindo o mesmo modelo
mostrado no item 5.4.
Tabela 18 – Novas velocidades por trecho na descarga
Trecho Velocidade [m/s]
A-B 1,94702159
B-F 1,95881574
F-G 1,95881574
G-H 3,94916412
72
6.15 Número de Reynolds
Assim como feito no item 5.5, o número de Reynolds é encontrado a partir dos
valores da velocidade do escoamento. A viscosidade cinemática da água do mar é
mantida, já que as propriedades da água do mar não são alteradas pela modificação
proposta.
Tabela 19 – Número de Reynolds por trecho na descarga
Trecho Número de Reynolds
A-B 581185,9
B-F 582943,6
F-G 582943,6
G-H 764558,2
6.16 Coeficiente de atrito
Como os valores encontrados no item 6.15 para todos os trechos estão dentro
do intervalo , o coeficiente de atrito é função somente do número de
Reynolds.
Tabela 20 – Coeficiente de atrito por trecho na descarga
Trecho Coeficiente de atrito
A-B 0,011459
B-F 0,011451
F-G 0,011451
G-H 0,0107
6.17 Perda de carga normal na descarga
A perda de carga normal é novamente a soma da perda de carga normal por
trecho do sistema alterado. Cada trecho será então individualmente analisado e para
tal será aplicada o mesmo método utilizado no item 6.7.
73
Tabela 21 – Comprimento reto e perda de carga por trecho na descarga
Trecho Comprimento reto (m) Perda de carga [m]
A-B 40 0,296699
B-F 19 0,142968
F-G 216,5 1,629082
G-H 156,068 6,856520
A soma do valor encontrado por trecho resulta no valor total para a perda
normal.
6.18 Perda de carga localizada na descarga
Novamente será aplicado o método direto para o cálculo da perda de carga dos
acessórios, assim como mostrado no item 6.8. O coeficiente K para o Joelho de 45°
acr sc ntado foi r tirado do livro “Bombas industriais”, d Edson Ez qui l d Mattos
Reinaldo de Falco. Os acessórios na linha de descarga do sistema após a alteração,
assim como o coeficiente K para cada um deles, podem ser vistos abaixo.
Tabela 22 – Acessórios e valores de K por trecho da nova linha
Acessório Quantidade por trecho
K A-B B-F F-G G-H
Joelho de 90° de
raio curto 1 0 0 0 0,52
T (fluxo em linha) 5 1 7 3 0,1
T (usado como
joelho) 1 1 1 1 1,50
Válvula borboleta 1 0 0 0 0,03
Válvula gaveta 1 1 7 2 0,03
Válvula de retenção
angular 1 0 0 0 2,1
Válvula de
inundação 0 0 0 1 1
Joelho de 45° de
raio longo flangeado 0 0 0 1 0,11
74
O valor total da perda de carga localizada é calculado através da soma dos
coeficientes K para os trechos de mesma vazão.
∑
Tabela 23 – Soma de K e perda de carga localizada por trecho da descarga
Trecho Valor total de K Perda de carga localizada [m]
A-B 4,68 0,904
B-F 1,63 0,319
F-G 2,41 0,471
G-H 2,97 2,361
A perda de carga localizada total fica então:
6.19 Perda de carga total da descarga
A perda de carga total em toda a linha de descarga, considerando tanto a
perda localizada como a normal, é encontrada através da soma dos valores
encontrados para cada trecho.
∑ ∑
6.20 Altura manométrica de descarga
Como foi mostrado no item 5.14, o projeto original considerou uma pressão ao
final do anel na área do Turret inferior à pressão mínima exigida nas normas MODU
code. Para se adequar as normas internacionais vigentes, a pressão ao final do anel
deve ser igual a ⁄ .
⁄
75
O local da descarga da linha também foi alterado. A nova altura geométrica de
descarga é agora a altura do Turret em relação ao ponto onde a bomba principal se
encontra, sendo igual a 48,6 m. Contudo, o projeto original havia utilizado
equivocadamente este mesmo valor, uma vez que a descarga original não era no
Turret, mas sim no deck principal.
𝛾
𝛾
𝛾
6.21 Altura manométrica total do sistema
6.22 Curva do sistema
Assim como feito para o projeto original e explicado no item 3.8, a curva
característica do sistema é encontrada através da determinação da altura
manométrica total para diferentes vazões. Os resultados obtidos através deste método
podem então ser apresentados em um gráfico, onde a curva do sistema como função
da vazão pode ser claramente analisada.
Tabela 24 - Altura manométrica total do novo sistema para diferentes vazões
Vazão [m³/h] Altura manométrica [m] Vazão [m³/h] Altura manométrica [m]
0 87,540 550 108,819
50 87,808 600 112,515
100 88,482 650 116,483
150 89,511 700 120,719
200 90,871 750 125,220
250 92,549 800 129,986
300 94,533 850 135,012
350 96,816 900 140,298
400 99,391 950 145,841
450 102,253 1000 151,639
500 105,397
76
Figura 40 – Curva do novo sistema
6.23 Novo ponto de operação
Uma vez que as mudanças propostas alteraram a altura manométrica do
sistema, a mesma bomba escolhida no projeto original será testada para as novas
condições de operação. Como tanto a nova altura manométrica como a nova vazão
são maiores do que os valores encontrados no projeto original é possível que o ponto
de operação do conjunto seja mais coerente, mesmo sendo utilizada a mesma bomba.
A curva característica da bomba é, portanto, a mesma apresentada no item 5.12.
Figura 41 – Ponto de operação para o novo sistema com a mesma bomba
77
O ponto onde as curvas da bomba e do sistema se encontram é o ponto onde o
sistema opera. A carga (Head) e a vazão correspondentes ao ponto de operação
foram marcadas como e respectivamente no gráfico. Os valores de operação
são aproximadamente:
⁄
6.24 Risco de cavitação
Para uma análise precisa do risco existe de ocorrer cavitação durante a
operação da bomba é preciso calcular-se o NPSH disponível no sistema. Assim como
foi explicado no item 3.13.1, este parâmetro pode ser calculado da seguinte maneira:
𝛾
𝛾
𝛾
A pressão do reservatório de sucção é devido à coluna de água referente à
altura entre o nível do mar e o local onde a sucção da caixa de mar se encontra, 3,69
metros acima do fundo da embarcação. Como a bomba de incêndio se encontra ao
lado da caixa de mar, a altura do reservatório de sucção em relação à bomba é
aproximadamente zero. Para a determinação da pressão de vapor da água do mar, a
temperatura média da água foi considerada 25°C com salinidade de 35 (3,5%). Tais
considerações resultaram nos seguintes dados:
Tabela 25 – Pressão de vapor da água do mar em função da salinidade e temperatura
78
A curva para o NPSH requerido pela bomba como função da vazão foi
fornecida pela empresa SHINKO, fabricante da bomba selecionada. Ela foi recriada
para facilitar sua posterior análise.
Figura 42 – Curva do NPSH requerido pela bomba original
Para o cálculo dos valores do NPSH disponível como função da vazão foi
usado o sistema recalculado, considerando todas as alterações realizadas. O
resultado foi a seguinte curva:
Figura 43 – NPSH disponível no novo sistema
79
Como visto no item 3.13, o valor do NPSH disponível nunca deve ser menor do
que o NPSH requerido. Na aplicação industrial de bombas é padrão considerar uma
margem de segurança de 0,6 m, garantindo que a cavitação não ocorrerá durante a
operação do conjunto.
Para a vazão de operação obtida no item 6.23 de 600 m³/h para o sistema
recalculado, o NPSH requerido pela bomba é de, aproximadamente, 2,9m. Para a
mesma vazão, o NPSH disponível no sistema vale 28,68 m. Desta maneira, é possível
afirmar que não há risco de ocorrer cavitação para este sistema operando nestas
condições.
6.25 Análise da eficiência da bomba
Uma vez determinado o ponto de operação obtido para a bomba selecionada, é
importante analisar a eficiência associada a este ponto de operação. Como
apresentado no item 5.14, o fabricante Shinko forneceu a curva de rendimento para o
modelo de bomba em questão, a partir do qual pode ser determinado com qual
eficiência este operaria.
Figura 44 – Eficiência de operação da bomba original
80
Como a curva de eficiência da bomba é uma função da vazão, esta pode ser
determinada entrando-se com a vazão de operação encontrada de 600 m³/h. O valor
de 78% de eficiência está relativamente próximo do ponto ótimo de operação, onde a
bomba trabalha com 84% de eficiência.
6.26 Comentários
A empresa Shinko, fabricante da bomba GVD300-3M selecionada, limita a
vazão mínima de operação deste modelo em 650 m³/h, gerando uma carga de
aproximadamente 110m. Após as alterações propostas ao sistema, a vazão de
operação do conjunto caiu de 650 m³/h no projeto original para 600 m³/h, saindo da
faixa recomendada pelo fabricante. De modo a evitar possíveis danos que possam
ocorrer à bomba durante a operação, é prudente selecionar-se um modelo que se
adeque melhor as condições do sistema de combate a incêndio em questão.
Figura 45 – Limitações de operação da bomba fornecidas pelo fabricante
Além disso, a vazão de operação resultante do funcionamento do conjunto se
encontra bastante acima da vazão de projeto. O sistema de combate a incêndio
demanda uma vazão de 490,5 m³/h para o pleno funcionamento de todos os seus
equipamentos e o controle completo de qualquer foco de incêndio que possa surgir no
Turret. Como este modelo de bomba analisado resultaria em uma vazão de 600 m³/h,
este ultrapassaria bastante o valor demandado mesmo considerando-se uma boa
margem de segurança para o projeto. Isto torna a bomba inadequada para esta
aplicação, uma vez que o projeto estaria superdimensionado.
81
Capítulo 7 – Seleção da nova bomba
7.1 Considerações gerais
Uma margem de segurança é usualmente utilizada no projeto de sistemas de
combate a incêndio de modo a capacitar o sistema a fornecer a vazão necessária para
o combate mesmo havendo falhas na linha. Neste projeto será usada uma margem de
segurança de 10% sobre o valor da vazão do sistema, assim este pode disponibilizar a
vazão demandada caso ocorram vazamentos na linha. Deste modo, a bomba deve ser
capaz de bombear uma vazão total maior do que a vazão de projeta encontrada no
item 6.2.
A carga fornecida pela bomba ao operar em conjunto com o sistema deve
também ser capaz de suprir a demanda por energia do sistema. Neste caso, a altura
manométrica calculada foi de 101,7 m e a bomba deve ter uma carga compatível com
este valor para a vazão total calculada acima.
Outro fator que deve ser levado em conta são as características do liquido que
será bombeado. O sistema trabalhará com água do mar, que possui massa específica
maior do que a água doce. A temperatura do mar pode variar bastante, dependendo
de onde a embarcação operará, portanto a bomba deve ser capaz de operar com
temperaturas do liquido que cheguem a 35°C.
Por último, deve ser analisado o risco de cavitação do conjunto. O NPSH
requerido pela bomba selecionada deve ser menor do que o NPSH disponível no
sistema acrescido de uma margem de segurança de 0,6m.
7.2 A nova bomba selecionada
Dentre os modelos de diferentes fabricantes analisados, a bomba que melhor
atendeu as exigências da aplicação explicadas no irem 7.1 foi um modelo da empresa
americana Flowserve. Esta nova bomba é do mesmo tipo do que a bomba usada
originalmente no projeto, centrífuga de simples estágio. Contudo, sua faixa de vazões
82
recomendadas é um pouco menor do que a da bomba original, se encaixando melhor
para a aplicação deste projeto.
Tabela 26 – Especificações da nova bomba selecionada
Fabricante Flowserve
Modelo 200-150CPX500
Tipo Bomba centrífuga de simples estágio
Diâmetro nominal do
impelidor 457,0 mm
Capacidade 540 m³/h
Carga 102 m
Velocidade de rotação do
impelidor 1775 rpm
Peso do equipamento 450 kg
Material Aço dúctil
Figura 46 – Curvas características da nova bomba
83
As curvas características da bomba foram fornecidas pelo fabricante do
equipamento, como é usualmente feito. Para possibilitar uma análise mais precisa do
ponto de operação e uma sobreposição exata com a curva do sistema, as curvas da
bomba foram recriadas.
7.3 Ponto de operação
Através do procedimento apresentado no item 3.14 é possível sobrepor às
curvas do sistema e da bomba para então determinar-se o ponto de operação do
conjunto. Como nenhuma alteração foi feita no sistema, a curva encontrada no item
6.22 continua sendo válida.
Figura 47 – Ponto de operação com a nova bomba selecionada
Seguindo o padrão usado anteriormente no trabalho, a carga de operação e a
vazão de operação estão destacadas no diagrama acima e representados por e
respectivamente. Os valores encontrados para ambas as grandezas foram:
84
7.4 Análise da eficiência
Do diagrama fornecido pelo fabricante da bomba é possível obter a curva da
eficiência desta em relação à vazão bombeada. Esta curva está apresentada abaixo,
juntamente com a indicação da vazão de operação e, consequentemente, da eficiência
que esta bomba operará nas condições em questão.
Figura 48 – Eficiência de operação da nova bomba
A eficiência relativa à vazão de operação encontrada foi de 70%. Pelo
diagrama acima é possível perceber como esse valor está próximo do ponto de
máxima eficiência da bomba, relativo à vazão de 550 m³/h e igual a 71%.
7.5 Risco de cavitação
O studo do “N t Positiv Suction H ad” r qu rido p la bomba pod s r f ito
através das curvas características do modelo escolhido. Este parâmetro, assim como
todos os outros analisados, é uma função da vazão na qual o conjunto opera. Sendo
85
assim, uma vez que a vazão de operação é conhecida, é possível determinar qual o
NPSH que a bomba demandará do escoamento durante a operação.
Figura 49 – Curva do NPSH requerido pela bomba
A vazão de operação de 540 m³/h foi marcada diretamente no diagrama, de
forma que o valor do NPSH requerido nestas condições pode ser facilmente
reconhecido. A bomba centrífuga de simples estágio escolhida, operando nas
condições estabelecidas, exige que o líquido tenha uma energia absoluta por unidade
de peso no reservatório de sucção de pelo menos 9m, para que não ocorra a
cavitação. Considerando a margem de segurança normalmente utilizada de 0,6m, o
valor total fica em 9,6m.
Calculando-se o NPSH disponível na linha de sucção para vazão de operação
de acordo com o método mostrado no item 3.13.1, encontra-se um valor de 29.27m.
Como este valor é maior do que o NPSH requerido levando-se em conta a margem de
segurança, não há risco de ocorrer o fenômeno da cavitação durante a operação da
bomba no sistema de combate a incêndio do Turret.
86
Capítulo 8 – Conclusão
O projeto original para o sistema de combate a incêndio do Turret apresentava
pontos passíveis de melhorias. Os cálculos apresentados pela consultoria que
elaborou o projeto original se baseavam em valores equivocados para a vazão e não
refletiram as correções feitas posteriormente neste parâmetro.
O sistema foi também superdimensionado, prática comum adotada por muitos
projetistas, mas que pode ser alterada. Além disso, foram tomadas considerações que
representam fontes de imprecisão aos cálculos e poderiam ser evitadas.
A proposta feita no projeto alterado apresentou cálculos mais precisos para os
parâmetros analisados, além de buscar tornar o combate a incêndio mais eficiente.
Pelo fato da bomba principal de combate a incêndio estar localizada próximo à
caixa de mar destinada a este sistema, onde é feito a sucção da água marinha, o
comprimento da linha de sucção é pequeno, sendo de somente 2m. Principalmente
quando comparado com a linha de descarga, que tem 381,3 metros, o comprimento da
linha de sucção parece ser ainda menor. Contudo, a pressão do reservatório de
sucção e a perda de carga por conta dos acessórios presentes na linha fazem dela
uma parte importante do sistema, que deve considerada nos cálculos.
A altura manométrica de descarga é, sem dúvidas, o termo dominante para o
cálculo da altura manométrica total do sistema. Por conta disso, a contribuição da linha
de sucção foi considerada desprezível no projeto original, que analisou somente a
descarga da bomba. Para a linha de descarga foi encontrado uma altura manométrica
total de 92,667 metros, assumida como sendo a altura manométrica total do sistema.
Contudo, o valor de 20,090 metros para a sucção faz com que, caso seja considerada,
o valor total caia para 72,577 metros. Essa hipótese assumida no projeto original
gerou desta forma um erro de 21,68% na altura manométrica total, representando um
ponto cabível de melhora.
O item 4.3 se encarregou de apresentar as normas que regulam as
embarcações atuantes na atividade de exploração de petróleo. Tais normas exigem
uma pressão de descarga na linha de combate a incêndio da área do Turret igual a
⁄ . O projeto original considerou, entretanto, uma pressão de somente
⁄ , estando assim abaixo do valor exigido. O uso do valor estabelecido nas
normas para a pressão de descarga representa um aumento de 21,46% na altura
87
manométrica total, que passaria de 92,667m para 112,557m nas condições originais
de projeto.
Outra exigência das normas internacionais que não foi seguida pelos
projetistas diz respeito à vazão na descarga dos equipamentos de combate no Turret.
A vazão determinada é de ⁄ para cada que será coberto pelos
equipamentos, o que representa 0,6 m³/h por metro quadrado. Como o Turret possui
três níveis com 232,5 m² cada, sua área total é de . Para se adequar às
normas, a vazão fornecida pela linha de descarga deveria ser de 418,8 m³/h, contudo,
o projeto original considerou uma vazão inferior a este valor.
O não cumprimento das normas internacionais faz com que a embarcação seja
reprovada nas inspeções realizadas periodicamente pelos órgãos controladores e que
não receba a licença de operação. Caso isto ocorra, modificações devem ser
realizadas na embarcação até esta se enquadrar nos padrões exigidos, o que pode
representar um custo elevado além de impossibilitar por determinado período a
operação do navio. Por conta disso, o não cumprimento das normas por parte do
projeto original em relação à pressão e vazão de descarga é indesejável e tem
consequências preocupantes para o decorrer do projeto.
Além da adequação às normas, o projeto original poderia ser alterado também
na disposição da tubulação. Uma vez que o Turret se encontra em uma extensão feita
a partir do deck principal a uma distância de aproximadamente 45m deste, o local
onde a descarga da linha original era feita não era muito eficiente. Caso feito no final
do deck principal como proposto, após a descarga a mistura de água do mar e líquido
gerador de espuma teria que percorrer uma grande distância até atingir o foco do
incêndio, podendo ter problemas quando operando em condições climáticas extremas.
A extensão da linha proposta melhoraria o sistema, uma vez que a descarga seria feita
próxima o bastante do Turret para permitir um combate mais eficaz de possíveis
incêndios, porém manteria uma distância suficiente para permitir que o operário do
equipamento consiga manuseá-lo sem ser atingido pelas chamas.
Através deste trabalho tive a oportunidade de analisar a fundo um projeto de
engenharia, me deparar com dificuldades de situações reais de projeto e buscar
soluções. Este projeto de conclusão de curso foi um importante fechamento da minha
formação como engenheiro mecânico e me trouxe valiosos ensinamentos.
88
Capítulo 9 - Referências bibliográficas
DE MATTOS, Edson Ezequiel, DE FALCO, Reinaldo, Bombas Industriais, 2ª edição,
Rio de Janeiro, Interciência, 1998.
FOX, ROBERT W., MCDONALD, ALAN T., PRITCHARD, PHILIP J., Introdução à
Mecânica dos Fluidos, 6ª Ed. LTC 2006.
F. M. WHITE, Mecânica dos Fluidos, McGraw-Hill, 2002.
I. M. Organization, International Code For Fire Safety Systems, 2000.
Det Norske Veritas, DNV Offshore Standards, DNV-OS-D301, FIRE PROTECTION,
2008
Mobile Offshore Drilling Units Code, Classification, Certification & Related Services,
2010
Flowserve, FlowSelex Portal version 2.2.7a, 2011
89
Capítulo 10 – Anexos
Anexo A – Arranjo geral da embarcação
90
Anexo B – Sistema de água do mar e espuma para o combate a
incêndio
