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CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE FPSO. Rodrigo Pumar Alves de Souza Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários a obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Prof. Reinaldo de Falco Rio de Janeiro Agosto de 2015
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CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE
ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE
FPSO.
Rodrigo Pumar Alves de Souza
Projeto de Graduação apresentado ao
Curso de Engenharia Mecânica da Escola
Politécnica, Universidade Federal do Rio
de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários a obtenção do título de
Engenheiro.
Orientador: Prof. Reinaldo de Falco
Rio de Janeiro
Agosto de 2015
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
CÁLCULOS DE PERDA DE CARGA PARA SELEÇÃO DE UMA BOMBA DE
ALIMENTAÇÃO DE ÁGUA DE UM GERADOR DE VAPOR EM UMA UNIDADE
FPSO.
Rodrigo Pumar Alves de Souza
PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO DE
ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE
FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS
NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO.
Aprovado por:
________________________________________________
Prof. Reinaldo de Falco, Eng.
________________________________________________
Prof. Thiago Gamboa Ritto, D. Sc.
________________________________________________
Prof. Daniel Onofre Almeida Cruz, D. Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
AGOSTO DE 2015
iii
Alves de Souza, Rodrigo Pumar
Cálculos de perda de carga para seleção de uma bomba de
alimentação de água de um gerador de vapor em uma unidade
FPSO./ Rodrigo Pumar Alves de Souza. – Rio de Janeiro:
UFRJ/ Escola Politécnica, 2015.
XI, 45 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Reinaldo de Falco
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/
Departamento de Engenharia Mecânica, 2015.
Referências Bibliográficas: p.45.
1. Bomba Centrífuga 2. Altura Manométrica 3. Curva
Característica do Sistema 4. Água de alimentação para
Caldeira
I. De Falco, Reinaldo. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, UFRJ, Curso de Engenharia Mecânica. III. Cálculo
de perda de carga e NPSH de uma bomba de alimentação de
água para um gerador de vapor de baixa pressão em um
FPSO e análise da bomba proposta pelo fornecedor.
iv
Agradecimentos
Agradeço aos meus pais e irmã que me ajudaram durante os momentos difíceis da
minha formação e por terem me dado condições de instrução e oportunidade requeridas
para conquistar meus objetivos.
v
Resumo do projeto de graduação apresentado ao DEM/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
Cálculos de perda de carga para seleção de uma bomba de alimentação de água de um
gerador de vapor em uma unidade FPSO.
Rodrigo Pumar Alves de Souza
Agosto/2015
Orientador: Prof. Reinaldo de Falco
Curso: Engenharia Mecânica
Este trabalho tem como objetivo a seleção de uma bomba de alimentação de água
em um sistema de geração de vapor de uma unidade FPSO analisando tecnicamente a
bomba proposta pelo fornecedor para verificação se ela está adequada e por fim, calcular
o diferencial de pressão necessário para a válvula de controle do sistema para as diferentes
condições de operação da unidade FPSO.Será apresentado o cálculo da perda de carga e
assim definindo o Head necessário e NPSH disponível aplicando os conceitos de
hidráulica.Uma simulação será feita usando os dados da bomba selecionada e o Software
profissional PipeFlow Expert 2013 para definir os valores de perda de carga requeridos
pela válvula de controle em cada condição de operação para especificação da válvula.
vi
Abstract of Undergraduate Project presented to DEM/UFRJ as a part of fulfillment of
the requirements for the degree of Engineer.
Head-loss calculations for selection of a feed water pump for a steam generator in a
FPSO unit.
Rodrigo Pumar Alves De Souza
August/2015
Advisor: Reinaldo de Falco
Course: Mechanical Engineering
This work aims to select a feed water pump for a steam generator in a FPSO unit
analyzing the pump proposed by the supplier to check whether it is adequate and lastly,
calculate the pressure differential needed for the control valve at operating conditions of
the FPSO. It will be presented the calculation of pressure loss and thereby defining the
available NPSH and necessary pump Head. For the for valve specification, simulation
will be done using the selected pump and the software PipeFlow Expert 2013 to define
head-loss values required for the control valve in each operating condition
vii
Sumário
1. INTRODUÇÃO .............................................................................................................. 1
1.1. Motivação --------------------------------------------------------------------------------- 1
1.2. Objetivo ----------------------------------------------------------------------------------- 1
1.3. Estrutura do Trabalho -------------------------------------------------------------------- 2
2. TEORIA DE BOMBAS .................................................................................................. 2
2.1. Classificação dos tipos de bombas ----------------------------------------------------- 3
2.2. Classificação do escoamento ------------------------------------------------------------ 4
2.3. Teorema de Bernoulli -------------------------------------------------------------------- 4
2.4. Perda de Carga ---------------------------------------------------------------------------- 5
2.4.1. Perda de Carga normal ............................................................................. 5
2.4.1. Perda de Carga Localizada ....................................................................... 8
2.5. Curva do Sistema ------------------------------------------------------------------------- 9
2.6. Determinação do ponto de trabalho ---------------------------------------------------10
2.7. Alterar o ponto de trabalho -------------------------------------------------------------11
2.7.1. Alterando curva da bomba ..................................................................... 11
2.7.1. Recirculação .......................................................................................... 12
2.7.1. Alteração da curva do sistema ................................................................ 13
2.8. Cavitação ---------------------------------------------------------------------------------14
3. O SISTEMA DE VAPOR ............................................................................................. 14
3.1. Introdução --------------------------------------------------------------------------------14
3.1.1. Qualidade da água de alimentação ......................................................... 15
3.2. Descrição ---------------------------------------------------------------------------------16
3.3. Diagrama de Processo Simplificado --------------------------------------------------19
4. INSTALAÇÃO.............................................................................................................. 20
4.1. Descrição Geral --------------------------------------------------------------------------20
viii
4.2. Diâmetros da tubulação do sistema ---------------------------------------------------20
4.3. Arranjo da Praça de Maquinas ---------------------------------------------------------22
5. CALCULO DE PERDA DE CARGA ............................................................................ 25
5.1. Perda de carga Normal ------------------------------------------------------------------28
5.1.1. Cálculo de Número Reynolds................................................................. 30
5.2. Perda de carga Localizada --------------------------------------------------------------30
5.3. Resumo de Cálculos --------------------------------------------------------------------32
5.4. Cálculo da altura manométrica total (H) ----------------------------------------------32
5.5. Cálculo do NPSH disponível-----------------------------------------------------------33
5.6. Definição das características da bomba -----------------------------------------------35
6. ANÁLISE DA BOMBA PROPOSTA .......................................................................... 36
6.1. Seleção da bomba -----------------------------------------------------------------------36
6.2. Analise do ponto de operação ----------------------------------------------------------38
6.3. Analise de cavitação.--------------------------------------------------------------------38
7. VÁLVULA DE CONTROLE ........................................................................................ 39
7.1. Pontos de Operação do sistema --------------------------------------------------------39
7.1.1. Com controle de vazão para vazão máxima ............................................ 39
7.1.2. Com controle de vazão para vazão normal. ............................................ 40
7.1.3. Com controle de vazão para vazão mínima. ........................................... 41
7.2. Especificação da Válvula de controle -------------------------------------------------43
8. CONCLUSÃO ............................................................................................................... 44
9. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................... 45
APÊNDICE –ANEXOS ........................................................................................................... I
I. Arranjo Geral ----------------------------------------------------------------------------- I
II. Bomba Shinko (FD – Folha de Dados) ------------------------------------------------II
ix
III. Bomba Shinko (Curva de Desempenho)----------------------------------------------III
IV. Bomba Shinko (Desenho 1) ----------------------------------------------------------- IV
V. Bomba Shinko (Desenho 2) ------------------------------------------------------------ V
VI. Folha de dados LPSG e Dimensões -------------------------------------------------- VI
VII. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1) ---------------------------------- VII
VIII. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No2) --------------------------------- VIII
IX. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1) ----------------------------------- IX
x
Lista de Figuras
FIGURA 1- CLASSIFICAÇÃO DE BOMBAS -------------------------------------------------------------------- 3 FIGURA 2 - ÁBACO DE MOODY [1] ----------------------------------------------------------------------------- 7 FIGURA 3 - ÀBACO DE MOODY PARA COMPLETAMENTE TURBULENTO [1]. -------------------- 8 FIGURA 4 - CURVA DO SISTEMA [1] ------------------------------------------------------------------------- 10 FIGURA 5 – PONTO DE OPERAÇÃO [1] ---------------------------------------------------------------------- 11 FIGURA 6 – ALTERAÇÃO DO PONTO DE TRABALHO POR MEIO DO AUMENTO DO
IMPELIDOR(D) OU DA ROTAÇÃO(N) [1] -------------------------------------------------------------- 12 FIGURA 7 – LINHA DE RECIRCULAÇÃO [1] ---------------------------------------------------------------- 13 FIGURA 8 - ALTERAÇÃO DO PONTO DE TRABALHO POR MEIO DE ESTRANGULAMENTO
EM UMA VÁLVULA NA DESCARGA [1] -------------------------------------------------------------- 13 FIGURA 9 - ESQUEMA DE CALDEIRA AQUATUBULAR [2] -------------------------------------------- 15 FIGURA 10 - ESQUEMA DO LPSG, DESENHO DONGHWA ENTEC------------------------------------- 16 FIGURA 11 - DIAGRAMA DE FLUXO DE VAPOR, DESENHO DO AUTOR.-------------------------- 17 FIGURA 12 - DIAGRAMA DE PROCESSO SIMPLIFICADO, DESENHO DO AUTOR. -------------- 19 FIGURA 13 - CORTE DA PRAÇA DE MAQUINAS BORESTE (STARBOARD) ------------------------- 22 FIGURA 14 - VISTA SUPERIOR 3° CONVÉS EL. 10,9M --------------------------------------------------- 23 FIGURA 15 - VISTA SUPERIOR 2° CONVÉS EL 19,2M ---------------------------------------------------- 24 FIGURA 16 – ISOMÉTRICO SIMPLIFICADO DA SIMULAÇÃO REPRESENTADO EM PIPEFLOW
EXPERT 2013 -------------------------------------------------------------------------------------------------- 25 FIGURA 17 - PERDA DE CARGA NORMAL CALCULADA (HFN) --------------------------------------- 30 FIGURA 18 - PERDA DE CARGA LOCALIZADA (HFL) ---------------------------------------------------- 31 FIGURA 19 - CURVA DO SISTEMA ---------------------------------------------------------------------------- 33 FIGURA 20 - NPSH DISPONÍVEL ------------------------------------------------------------------------------- 35 FIGURA 21 – ÁBACO DE COBERTURA (SHINKO) --------------------------------------------------------- 37 FIGURA 22- PONTO DE OPERAÇÃO SHINKO -------------------------------------------------------------- 38 FIGURA 23 – ANÁLISE NPSH ----------------------------------------------------------------------------------- 39 FIGURA 24 – PONTO DE OPERAÇÃO – CONTROLE DE VAZÃO MÁXIMA ------------------------- 39 FIGURA 25 - PONTO DE OPERAÇÃO - CONTROLE DE VAZÃO NORMAL -------------------------- 40 FIGURA 26 - PONTO DE OPERAÇÃO - CONTROLE DE VAZÃO MÍNIMA --------------------------- 41
xi
Lista de Tabelas
TABELA 1 - CONDIÇÕES DE OPERAÇÃO ...................................................................................... 18 TABELA 2 - CONDIÇÕES CLIMÁTICAS .......................................................................................... 20 TABELA 3 - VALORES RECOMENDADOS BASEADOS NA JIS [3] ............................................... 21 TABELA 4 - EQUIPAMENTOS DO SISTEMA .................................................................................. 26 TABELA 5 - PROPRIEDADES DO FLUIDO ...................................................................................... 27 TABELA 6 - PROPRIEDADES DO SISTEMA .................................................................................... 27 TABELA 7 - ACIDENTES (FITTINGS) ............................................................................................... 27 TABELA 8 - CÁLCULO DE NÚMERO DE REYNOLDS ................................................................... 30 TABELA 9 - RESUMO DOS CÁLCULOS .......................................................................................... 32 TABELA 10 – HEAD CALCULADO .................................................................................................. 33 TABELA 11 – NPSH DISPONÍVEL DO SISTEMA ............................................................................ 34 TABELA 12 – CARACTERÍSTICAS DA BOMBA ............................................................................. 35 TABELA 13 - BOMBA SHINKO ........................................................................................................ 36 TABELA 14 – VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO MÁXIMA ............................ 40 TABELA 15 - VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO NORMAL ............................. 41 TABELA 16 - VALORES CALCULADOS - CONTROLE DE VAZÃO MÍNIMA .............................. 42 TABELA 17 – DADOS DE PROCESSO PARA VÁLVULA DE CONTROLE .................................... 43
1
1. Introdução
1.1. Motivação
Plataformas de produção, armazenamento e descarregamento de petróleo (Floating
Production Storage and Offloading - FPSO) possuem tanques estruturais para o
armazenamento de óleo produzido (Óleo Cru) ou óleo combustível (Óleo Diesel). O óleo
cru possui uma viscosidade muito alta e tanto para transferência por bombas como para
manter a qualidade do óleo, faz se necessário o aquecimento dos tanques.
Devido ao alto volume desses tanques, sistemas de aquecimento eficientes precisam
ser implantados, principalmente em plataformas que possuem produção continua. Pode
ser utilizado sistema de óleo térmico ou aquecimento por meio de vapor gerado na
plataforma.
Para sistemas a vapor, utilizam-se caldeiras para produção de vapor saturado seco,
quando o vapor é apenas utilizado para aquecimento. Esse vapor também é aproveitado
para outros consumidores da plataforma como aquecimento de tanques de dreno e borra,
aquecimento tanques e purificadores de óleo lubrificante e aquecimento para produção de
água destilada, entre outros.
Quando a plataforma está localizada em ambientes frios, como no mar do norte, o
vapor também se faz necessário para aquecimento da praça de máquinas, acomodações e
até tanques de coleta de água de chuva no convés quando possui risco de congelamento.
Portanto, a produção de vapor é uma área da engenharia petrolífera essencial (e
também da engenharia naval).
Bombas de abastecimento de água de alimentação de geradores de vapor são
essenciais para o bom funcionamento das plataformas, além disso, a pressão do vapor
assim como sua qualidade depende do controle e equilíbrio entre o calor fornecido para a
caldeira e a entrada de vazão correta de água de alimentação na caldeira e o consumo de
vapor pelos tanques.
1.2. Objetivo
Este trabalho tem como objetivo a seleção de uma bomba de alimentação de água em
um sistema de geração de vapor de uma unidade FPSO analisando tecnicamente a bomba
proposta pelo fornecedor para verificação se ela está adequada e por fim, calcular o
diferencial de pressão necessário para a válvula de controle do sistema para as diferentes
condições de operação da unidade FPSO.
2
Será apresentado o cálculo da perda de carga e assim definindo o Head necessário e
NPSH disponível aplicando os conceitos de hidráulica.
Uma simulação será feita usando os dados da bomba selecionada e o Software
profissional PipeFlow Expert 2013 para definir os valores de perda de carga requeridos
pela válvula de controle em cada condição de operação para especificação da válvula.
1.3. Estrutura do Trabalho
O trabalho foi dividido em 8 capítulos No capítulo 2 são apresentados os principais
conceitos de hidráulica e de bombas. No capítulo 3 são apresentados sistemas de geração
de vapor e mostrado o sistema de vapor do FPSO em estudo, descrevendo sua
configuração e diagrama de processo referente à bomba. No capítulo 4 é calculado o
diâmetro das linhas de sucção e descarga da bomba seguindo norma japonesa e é descrita
a instalação e arranjo com listagem de todos os equipamentos relevantes para o cálculo
do sistema em estudo.
No capítulo 5 é calculada a perda de carga do sistema, para poder-se definir as
características hidráulicas necessária da bomba. No capítulo 6 é analisada a proposta do
fornecedor da bomba Shinko e verificação de sua adequação ao sistema. No capítulo 7,
por meio de simulação dos pontos de operação em todas as condições do sistema que a
válvula de controle irá regular e definido a perda de carga para válvula em cada condição.
As especificações dos dados de processo da válvula de controle concluem o capitulo. Por
fim a conclusão é apresentada no capitulo 8.
2. Teoria de Bombas
Bombas são máquinas operatrizes hidráulicas que recebem trabalho mecânico e cede
energia ao liquido para escoamento deste no sistema. O trabalho mecânico recebido pode
ser por meio de um sistema pneumático, turbinas ou mais comumente motor elétrico. O
tipo de energia fornecida ao liquido pode ser de energia de pressão, energia cinética ou
ambas.
3
2.1. Classificação dos tipos de bombas
Figura 1- Classificação de bombas
As diferenças entre as duas categorias, dinâmicas e volumétricas são detalhadas
abaixo:
As bombas dinâmicas, a energia é transmitida pelo impedidor sob a forma de energia
cinética e pressão, enquanto nas volumétricas o órgão transmite a energia ao fluido
exclusivamente como pressão.
Nas bombas dinâmicas a vazão bombeada depende do projeto da bomba e das
características do sistema onde ela opera, tendo sua vazão variando com o tempo e
condições do sistema. Enquanto que em bombas volumétricas o transporte do liquido e
sua vazão, depende do volume deslocado pelo órgão impulsionador e possui mesma
direção e sentido que este, tendo sua vazão sempre constante.
Bombas volumétricas são mais comumente usadas para baixas vazões, altas pressões
e para fluidos de viscosidade alta. Na indústria naval e petrolífera vê-se seu uso para
transferência de borra, óleo lubrificante ou combustível ou óleo de alimentação.
Bo
mb
asDinamicas ou
turbomáquinas
Bombas Centrífugas
Puras ou Radiais
Tipo Francis
Bombas de Fluxo Misto
Bombas de Fluxo Axial
Bombas Regenerativas
Volumétricas ou Deslocamento positivo
Bombas Alternativas
Pistão
Êmbolo
Diafragma
Bombas rotativas
Engrenagens
Lóbulos
Parafusos
Palhetas Deslizantes
4
Bombas dinâmicas são usadas para altas vazões, baixas pressões e fluido menos
viscoso. Na indústria naval e petrolífera vê-se seu uso como bombas centrífugas de
acionamento elétrico ou por turbinas a vapor para serviços de água.
A alimentação de água para caldeira precisa de vazão variável dependendo do
consumo de vapor, com pressões não tão altas, sendo a comum a utilização de bombas
centrífugas.
2.2. Classificação do escoamento
O escoamento no interior de dutos e tubos pode ser laminar ou turbulento.
Para determinar o tipo de escoamento usa-se um número adimensional chamado
número Reynolds. Definido abaixo:
𝑅𝑒 =
𝜌 ∙ 𝑉 ∙ 𝐷
𝜇 (2.1)
Onde:
V = Velocidade média do escoamento
D = Diametro interno da tubulação
ρ = Massa específica
μ = Viscosidade Absoluta
Para valores de Reynolds abaixo de 2000 o fluido é laminar. Para Reynolds acima de
4000 o fluido está em regime turbulento. Para valores intermediários, a faixa crítica,
precisa-se de uma maior analise.
Em bombas de alimentação de caldeiras, como o fluido é pouco viscoso (água), o
Reynolds costuma ser turbulento, como será demostrado para o cálculo da perda de carga
normal.
2.3. Teorema de Bernoulli
Para o estudo da hidráulica de um sistema, usa-se como base o princípio de
conservação de energia para fluidos proposto por Bernoulli, que relaciona a energia de
pressão, a energia cinética e a energia potencial gravitacional de uma linha de corrente
em um escoamento. O teorema de Bernoulli pode ser representado pela equação abaixo:
𝑃1
𝜌 ∙ 𝑔+
𝑉12
2 ∙ 𝑔+ 𝑍1 =
𝑃2
𝜌 ∙ 𝑔+
𝑉22
2 ∙ 𝑔+ 𝑍2 (2.2)
5
Onde:
𝑉 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑜 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑛𝑎 𝑠𝑒çã𝑜 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑖𝑑𝑒𝑟𝑎𝑑𝑎.
𝑔 = 𝑎𝑐𝑒𝑙𝑒𝑟𝑎çã𝑜 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙.
ℎ = 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡𝑎𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜.
𝑃 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑎𝑜 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑜 𝑑𝑎 𝑙𝑖𝑛ℎ𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒.
𝜌 = 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜
Para aplicar o teorema de Bernoulli deve-se supor:
Escoamento sem atrito, viscosidade =0.
Escoamento ao longo de uma linha de corrente constante.
Fluido incompressível, onde ρ é constante.
Escoamento em regime permanente
2.4. Perda de Carga
Visto que num sistema real, existem perdas por atrito na superfície da tubulação assim
como entre as partículas do fluido, devido à viscosidade do fluido. Assim, como as linhas
de corrente não são constantes devido aos acidentes e regime turbulento.
Assim, precisam-se considerar as perdas de carga representada por ℎ𝑓.
𝑃1
𝜌 ∙ 𝑔+
𝑉12
2 ∙ 𝑔+ 𝑍1 =
𝑃2
𝜌 ∙ 𝑔+
𝑉22
2 ∙ 𝑔+ 𝑍2 + 𝒉𝒇
(2.3)
As perdas de carga podem ser separadas por perdas em trecho reto chamadas de perda
de carga normal (ℎ𝑓𝑛) e perdas em acidentes chamadas de perda de carga localizada (ℎ𝑓𝑙).
𝒉𝒇 = ℎ𝑓𝑛 + ℎ𝑓𝑙 (2.4)
2.4.1. Perda de Carga normal
Perdas devido à rugosidade da tubulação que varia de acordo com o material, processo
de fabricação da tubulação e conservação desta.
Para o cálculo dessa perda de carga, utiliza-se a equação de Darcy-Weisbach:
6
ℎ𝑓𝑛 = 𝑓
𝐿
𝐷∙
𝑉2
2𝑔 (2.5)
Onde:
𝑓 = 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑎𝑡𝑟𝑖𝑡𝑜
𝐿 = 𝐶𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑟𝑒𝑡𝑜 𝑑𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑙𝑎çã𝑜
𝐷 = 𝐷𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑙𝑎çã𝑜.
Para determinar o valor do coeficiente de atrito f, precisa-se analisar primeiramente o
tipo de escoamento pelo número de Reynolds.
Para escoamento laminares, o fator f será descrito pela formula abaixo:
𝑓 =
64
𝑅𝑒 (2.6)
Para o escoamento turbulento, usa-se a equação de Colebrook-White:
1
√𝑓= −2 ∙ log10(
𝑒𝐷
3,7+
2,51
𝑅𝑒 ∙ √𝑓) (2.7)
Visto que esta formula possui f nos dois lados da equação, deve ser feita de forma
iterativa ou usar o Abaco de Moody mostrado na Figura 2.
Para escoamentos completamente rugoso, o Número de Reynolds não influencia no
valor de f, tornando as linhas de rugosidade relativa (e/D) paralelas no Ábaco, portanto
assim usar a Figura 3.
Formulações teórico-experimentais também surgiram e que facilitam a automatização
dos cálculos. A formula de Churchil eq.(5.4) em especial será usada para calcular o
coeficiente de atrito neste projeto.
7
Figura 2 - Ábaco de Moody [1]
8
Figura 3 - Àbaco de Moody para completamente turbulento [1].
2.4.1. Perda de Carga Localizada
A perda de carga localizada é a perda de carga devido aos acidentes como válvulas e
curvas. Definida como hfl, a formula abaixo mostra como calcular essa perda.
9
ℎ𝑓𝑛 = 𝐾 ∙
𝑉2
2𝑔 (2.8)
Onde:
𝑘 = 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑎
O coeficiente de perda pode é obtido experimentalmente para os diversos tipos de
acidentes e geometrias. Existem muitas literaturas e tabelas que listam valores de K para
os acidentes mais comuns. Neste projeto foi usado o banco de dados do Software Pipeflow
Expert para obter os valores do coeficiente de perda.
2.5. Curva do Sistema
Conhecida as perdas de carga do sistema, precisamos calcular a altura manométrica
do sistema para diferentes vazões para poder definir a curva do sistema e assim poder
analisar se a bomba satisfaz.
Pelo cálculo da altura manométrica total eq.(2.11), precisamos calcular a altura
manométrica de sucção eq.(2.9) e de descarga eq.(2.10).
ℎ𝑠 = 𝑍𝑠 +∙
𝑃𝑠
𝛾+ ℎ𝑓𝑠 (2.9)
ℎ𝑑 = Z𝑑 +∙
𝑃𝑑
γ+ ℎ𝑓𝑑 (2.10)
𝐻 = ℎ𝑑 − ℎ𝑠 (2.11)
𝐻 =
𝑃𝑑 − 𝑃𝑠
𝛾+ Z𝑑 − 𝑍𝑠 + ℎ𝑓𝑙 + ℎ𝑓𝑛 (2.12)
Onde:
𝑃𝑑 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎
𝑃𝑠 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜
𝑍𝑑 = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 − 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 𝑎𝑡é 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎
𝑍𝑠 = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 − 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐ç𝑐ã𝑜 𝑎𝑡é 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎
𝛾 = 𝑃𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑛𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑒𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜
10
ℎ𝑓𝑙 = 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑎𝑐𝑖𝑑𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠
ℎ𝑓𝑛 = 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑡𝑟𝑒𝑐ℎ𝑜 𝑟𝑒𝑡𝑜
Ao calcular a altura manométrica para diferentes vazões pode-se traçar a curva do
sistema como mostrada na Figura 4.
Figura 4 - Curva do sistema [1]
2.6. Determinação do ponto de trabalho
Com a curva do sistema se seleciona uma bomba que possua uma curva de
Head(H)xVazão(Q) que intercepte a curva do sistema num ponto em que a vazão seja
adequada ao sistema.
11
Figura 5 – Ponto de operação [1]
Essa curva de desempenho deve ser fornecida pelo fabricante da bomba.
Deste ponto de operação, pode-se achar a potência, eficiência e Head total efetivo da
bomba naquela vazão.
2.7. Alterar o ponto de trabalho
Visto que o sistema desse projeto necessita de controle de vazão variável e de controle
fino, apresentam-se abaixo modos de alterar o ponto de trabalho de bombas centrifugas.
Alterando seu ponto de trabalho, pode-se conseguir a vazão necessária para diferentes
condições de operações do sistema de vapor.
2.7.1. Alterando curva da bomba
Pode-se alterar o ponto de trabalho por meio do aumento do impelidor ou aumento da
rotação como mostrado na Figura 6.
12
Figura 6 – Alteração do ponto de trabalho por meio do aumento do impelidor(D) ou da
rotação(N) [1]
A alteração do impelidor só se faz possível fora da operação, portanto não é um
método para controlar um sistema dinâmico como geração de vapor. Seu uso nestes casos
é apenas para modificar uma bomba que não se adequa perfeitamente ao sistema, antes
da operação do mesmo.
Alteração da rotação pode ser usada também para controlar a vazão, seu benefício é
que diminui a potência necessária da bomba como mostrada na Figura 6. Para modificar
durante operação necessitara-se de um motor com variação de frequência, o que é bastante
caro.
2.7.1. Recirculação
Pode-se alterar a vazão de um sistema, por meio de recirculação, transferindo parte
da vazão de volta ao tanque de sucção quando a necessidade do sistema for menor como
mostrado na Figura 7.
13
Esse sistema embora simples de ser implementado é muito ineficiente do ponto de
vista energético. Para essa solução ser implementada em um sistema com vazão variável
necessitaria também de uma válvula de controle nessa linha de recirculação, o que o torna
ruim quando comparado com simplesmente estrangular a descarga como mostrado na
seção seguinte.
Figura 7 – Linha de recirculação [1]
2.7.1. Alteração da curva do sistema
O método de alteração da curva do sistema mais comum e o estrangulamento da linha
de descarga por meio de uma válvula como mostrado na Figura 8, método que será
analisando para o sistema utilizado neste projeto.
Ao estrangular a linha de descarga a perda de carga do sistema aumenta, aumentando
a altura manométrica do sistema e o Head da bomba aumenta com a diminuição da vazão
para os valores desejados.
Figura 8 - Alteração do ponto de trabalho por meio de estrangulamento em uma válvula
na descarga [1]
14
Neste projeto a válvula de controle de vazão será responsável pelo estrangulamento
da descarga para controlar as vazões de operações.
2.8. Cavitação
A cavitação é um fenômeno físico que ocorre quando a pressão absoluta de qualquer
ponto de um sistema bombeado atingir o valor inferior ao da pressão de vapor do fluido
na temperatura de escoamento.
Sua ocorrência na entrada do impelidor da bomba acarreta em vibração, ruído e
danificação das pás do impelidor, com retirada do material deste.
Para evita-la, os fornecedores calculam o NPSH requerido pela bomba em função da
velocidade do fluido. O projetista do sistema então necessita garantir que o sistema
possuirá o NPSH disponível superior com margem de segurança. O cálculo desse NPSH
disponível é mostrado na equação (5.13) para este projeto.
3. O sistema de vapor
3.1. Introdução
Caldeiras ou geradores de vapor são equipamentos destinados a aquecer a água até
temperatura de ebulição (para produzir vapor saturado) ou acima da temperatura de
ebulição (para produzir vapor superaquecido). Normalmente, usa-se a queima de
combustíveis como energia, porem pode-se gerar vapor por meio de trocador de calor
recebendo calor de fluido ou superfície aquecida e produzindo vapor em câmaras de
vaporização.
Na indústria naval e petrolífera, podem se usar como fonte de calor os gases de
exaustão de motores, como motores de propulsão em navios, sendo esse trocador de calor
instalado nos dutos de exaustão chamados de Economizadores a gás de exaustão.
As caldeiras na indústria petrolífera geram vapor para aquecimento e/ou conversão
para trabalho mecânico.
Quando usado aquecimento apenas, utiliza-se vapor saturado seco. Usa-se para
aquecimento de tanques de carga, para aquecimento de purificadores e separadores, para
aquecimento de acomodações e praça de maquinas em locais de frio e para aquecimento
de tanque de borra e dreno. Quando usado para aquecimento sua pressão de operação
pode ser baixa, para que a serpentina possa ter uma menor pressão de projeto.
15
Quando usado para conversão para trabalho mecânico, como turbinas a vapor para
bombas de alta capacidade ou turbinas a vapor para geradores de energia, necessita-se de
alta pressão.
A classificação mais usual de caldeiras de combustão refere-se à localização de
água/gases e divide-as em: flamotubulares, aquatutbulares e mistas.
A Figura 1 mostra uma caldeira aquatubular simplificada com queima de combustível
na fornalha.
Figura 9 - Esquema de caldeira aquatubular [2]
3.1.1. Qualidade da água de alimentação
É fundamental o emprego de água destilada tratada para evitar a formação de
incrustações sobre a superfície de aquecimento e a geração de camada espessa de espuma
na interface água e vapor.
Para trata-la retiram-se impurezas e desoxigenam a água, além de adicionarem
substancias químicas.
A análise da qualidade da água é comum durante a operação e ocasionalmente o
sistema deve sofrer limpeza por meio do blowdown da caldeira, que usa a pressão do
vapor para expelir parte da água da caldeira e retirar impurezas acumuladas no sistema.
16
3.2. Descrição
O sistema em estudo é constituído de uma caldeira de alta pressão que abastece os
consumidores limpos (não possui risco de contaminação do sistema de vapor por óleo
cru). Para o aquecimento dos tanques de carga, que possui risco de contaminação e
precisa-se de vapor a uma menor pressão, foi adicionado um gerador de vapor de baixa
pressão (LPSG – Low Pressure Steam Generator), constituído de um trocador de calor
casco e tubo com lado do tubo alimentado por vapor à alta pressão e o lado do casco com
água de alimentação aquecida para produção de vapor à baixa pressão.
Figura 10 - Esquema do LPSG, desenho DongHwa Entec
Será estudada apenas a bomba do LPSG, pois a bomba para caldeira de alta pressão
foi definida pelo fabricante da caldeira assim como seus dispositivos de controle.
O sistema do LPSG pode ser mostrado na Figura 11. O vapor saturado seco é
descarregado do Boiler a 16barg e parte desse vapor que não foi consumido pelos
consumidores limpos entra no LPSG. A troca de calor latente entre o vapor a 16barg e a
água de alimentação produz vapor a 10 barg. O condensado a 16barg drenado do vapor
vai para um tanque dreno que é utilizado para pré-aquecer a água de alimentação do LPSG
que vem da bomba. Esse dreno troca calor por meio de dois trocadores de calor, os LPSG
Condensate Cooler No1 e No2.
17
A bomba em estudo LPSG Feed Pump aparece no diagrama abaixo. Ela bombeia a
água de alimentação que é pré-aquecida e entra no LPSG que está a uma pressão de
10barg (11,5 barg projeto). O sistema de alta pressão para os consumidores limpos é
representado à esquerda no diagrama.
Figura 11 - Diagrama de Fluxo de Vapor, desenho do autor.
Visto que o a motivação do sistema LPSG é a completa segregação do sistema de alta
pressão e o sistema de baixa pressão para o aquecimento dos tanques de carga, é utilizado
dois tanques de água de alimentação/retorno segregados e independentes. O tanque de
cascata (cascade tank) alimenta apenas o Boiler, enquanto o tanque de dreno e inspeção
(Drain Inspection Tank) alimenta apenas o LPSG. Cada um possui um condensador
independente (Atmospheric Condenser e LPSG Drain Cooler).
Esse sistema normalmente não é totalmente segregado em outras plataformas. Nestes
casos usa-se apenas uma válvula redutora de pressão para conseguir o vapor a baixa
pressão. Com o retorno do condensado existe o risco de contaminação, por isso faz se uso
do tanque de inspeção com detecção de contaminação antes de retornar ao tanque cascata
principal.
18
A produção de vapor nominal do LPSG é 20ton/h, porem durante a operação, os
valores de produção requeridos são conforme a Tabela 1 abaixo.
Tabela 1 - Condições de operação
Casos Condiçã
o
Consumo de água de
alimentação
kg/h m3/h
Processamento e Offloading Mínimo 7279 7,4
Processamento, Armazenamento e
Tank Mantain Temperature Normal 11500 11,7
Processamento, Armazenamento e
Tank Heat-up Máximo 17928 18,22
19
3.3. Diagrama de Processo Simplificado
O diagrama simplificado abaixo mostra o sistema da bomba em análise. Os diâmetros
da linhas em estudo foram calculados na seção 4.2.
Figura 12 - Diagrama de Processo Simplificado, desenho do autor.
Para cálculo de perda de carga, consideraremos a vazão na condição de projeto do
LPSG de 20ton/h aplicando margem de pelo menos 10%.
𝑄𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑚𝑎𝑥 = 20000
𝑘𝑔
ℎ×
1
984
𝑚3
𝑘𝑔× 1,10 = 22,4
𝑚3
ℎ≈ 23
𝑚3
ℎ (3.1)
20
4. Instalação
4.1. Descrição Geral
A instalação é um FPSO que opera no mar do norte, perto da Escócia.
As condições do local para projeto são.
Tabela 2 - Condições Climáticas
Mínimo (oC) Máximo (oC)
Temperatura de água do
Mar (profundidade entre
0-10m)
2 17,4
Temperatura de ar
extremas (100 anos)
-8,2 29,2
4.2. Diâmetros da tubulação do sistema
Os diâmetros das tubulações são definidos considerando velocidades máximas para
cada fluido, material, processo de fabricação da tubulação e tempo de vida esperada para
a instalação, assim como a frequência do serviço daquela linha.
O serviço de alimentação de caldeira é constante e visto que a plataforma foi projetada
para adequar a norma japonesa JIS (Japanese Industrial Standard) será usada a Tabela 3
para determinar a velocidade máxima do escoamento em tubos de Aço Carbono Schedule
40.
Calculam-se os diâmetros recomendados como mostrado abaixo somente para os
valores de diâmetros aceitáveis:
Para sucção:
Diâmetro nominal 4” = 100mm -> 𝑉𝑠𝑟𝑒𝑐𝑜𝑚𝑒𝑛𝑑𝑎𝑑𝑎 = 0,9𝑚
𝑠
Diâmetro interno = 102,26mm
𝑉𝑠𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑎 =𝑄
𝐴=
𝑄𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑚𝑎𝑥
𝜋𝐷2
4
=23
𝑚3
ℎ𝜋 ∙ 0,1022
4
=23 ∙ 4
3600 ∙ 𝜋 ∙ 0,1022
𝑚
𝑠= 0,78
𝑚
𝑠
𝑉𝑠𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑎 < 𝑉𝑠𝑟𝑒𝑐𝑜𝑚𝑒𝑛𝑑𝑎𝑑𝑎
Para descarga:
21
Diâmetro nominal 3”=80 mm -> 𝑉𝑑𝑟𝑒𝑐𝑜𝑚𝑒𝑛𝑑𝑎 = 3𝑚
𝑠
Diâmetro interno = 77,93 mm
𝑉𝑑𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑎 =𝑄
𝐴=
𝑄𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑚𝑎𝑥
𝜋𝐷2
4
=23
𝑚3
ℎ𝜋 ∙ 0,0782
4
==23 ∙ 4
3600 ∙ 𝜋 ∙ 0,0782
𝑚
𝑠= 1,34
𝑚
𝑠
𝑉𝑑𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑎 < 𝑉𝑑𝑟𝑒𝑐𝑜𝑚𝑒𝑛𝑑𝑎
Tabela 3 - Valores recomendados baseados na JIS [3]
Serviço Água de alimentação caldeira
Aço Carbono Schedule 40 Sucção Descarga
Velocidade
calculada (m/s) Diâmetro
nominal
(mm)
Diâmetro Interno
(mm)
Velocidade recomendada
(JIS)
20 20,93 0,4 1 18,57
25 26,6 0,4 1 11,50
32 35 0,5 1,2 6,64
40 40,9 0,5 1,2 4,86
50 52,5 0,6 2 2,95
65 62,6 0,7 2 2,08
80 77,9 0,8 3 1,34
100 102 0,9 3,5 0,78
125 128,1 1 4 0,50
150 154,1 1 4 0,34
200 202,7 1 4 0,20
250 254,4 1 4 0,13
300 303,2 1 4 0,09
350 333,4 1 4 0,07
400 384,2 1 4 0,06
450 435 1 4 0,04
500 485,8 1 4 0,03
22
4.3. Arranjo da Praça de Maquinas
Figura 13 - Corte da Praça de Maquinas Boreste (Starboard)
LPSG
Condensate Coolers No1/No2
Bomba e Tanque
Zd
23
Figura 14 - Vista Superior 3° Convés EL. 10,9m
Bomba e
Tanque
24
Figura 15 - Vista Superior 2° Convés EL 19,2m
LPSG
25
5. Calculo de perda de carga
A partir desses arranjos de praça de máquina disponíveis, foi traçado um isométrico
simplificado representado pelo software Pipeflow Expert 2013, conforme abaixo.
Figura 16 – Isométrico simplificado da simulação representado em Pipeflow Expert
2013
26
Os equipamentos no sistema que influenciam no cálculo da bomba são descritos
abaixo.
Tabela 4 - Equipamentos do sistema
Equipamento Temperatura
(oC)
Elevação a
partir da
base (m)
Pressão (barg) Notas
LPSG Drain
Inspection Tank
60 10,9 0
(Atmosférico)
Considerado
tanque seco para
calculo.
LPSG Drain
Pump
60 10,9 Head a calcular
Válvula de
controle de Nível
do LPSG
60 19,2 ∆P considerada
0,3barg para
cálculo do
Head da
bomba.
Para vazões de
operação olhar
secção 3.2.
∆P necessária
para diferentes
vazões será
calculada depois
de selecionada a
bomba.
LPSG Condensate
Cooler (No1)
60(entrada)
~ 119(saída)
20 0,144 (Perda
de carga)
Anexo VII
LPSG Condensate
Cooler (No2)
119(entrada)
~ 180(saída)
23 0,147 (perda de
Carga)
Anexo VIII
LPSG 180(entrada)
~184 (saida)
24 10 (Operação)
11,5 (Projeto)
Cálculo da bomba
considera pressão
de projeto a
pedido do cliente.
Anexo IX
Visto que os acidentes e comprimento de tubo liso da secção que contem água pré-
aquecida são pequenos, será considerada para todo o sistema a temperatura de
alimentação que vem do LPSG Drain Inspection Tank.
Os acidentes locais não foram representados no isométrico, e são listados na Tabela
7, separados pelas seções presentes no isométrico.
O fluido do sistema é especificado conforme tabela abaixo:
27
Tabela 5 - Propriedades do fluido
Fluido Temperatura
(°C)
Viscosidade
absoluta [𝜇]
Massa
específica [𝜌]
(kg/m3)
Pressão de
Vapor [Pv]
(kPa) Cp
Água doce 60 0,466 984 19,946
Os dados de projeto para cálculo abaixo.
Tabela 6 - Propriedades do sistema
Vazão = 23 m³/h Rugosidade 0,046 mm
Item Material Diâmetro Interno Comprimento
K Total Velocidade
mm m m/s
P1 100 mm CS
Sch. 40 102,26
3 1,43 0,778
P2 100 mm CS
Sch. 40 102,26
2 1,67 0,778
P3 80 mm CS
Sch. 40 77,927
2 3,4 1,34
P4 80 mm CS
Sch. 40 77,927
3 0,53 1,34
P5 80 mm CS
Sch. 40 77,927
8,3 0,53 1,34
P6 80 mm CS
Sch. 40 77,927
18 0,53 1,34
P7 80 mm CS
Sch. 40 77,927
2 12 1,34
P8 80 mm CS
Sch. 40 77,927
2 7,06 1,34
P9 80 mm CS
Sch. 40 77,927
2 12 1,34
P10 80 mm CS
Sch. 40 77,927
2 7,06 1,34
P11 80 mm CS
Sch. 40 77,927
4 2,2 1,34
Os valores dos fatores K (coeficiente de perda localizada) para os acidentes
locais foram obtidos da tabela abaixo.
Tabela 7 - Acidentes (fittings)
Item K
Total Descrição
Fator
K
D
N
DN
(métrico) Quantidade
P1 1,43 Curva 90 0,51 4" 100 mm 1
Válvula Gaveta 0,14 4" 100 mm 1
28
Item K
Total Descrição
Fator
K
D
N
DN
(métrico) Quantidade
Entrada Tubo 0,78 4" 100 mm 1
P2 1,67 Válvula Gaveta 0,14 4" 100 mm 1
Curva 90 0,51 4" 100 mm 3
P3 3,4
Válvula de Retenção -
Portinhola 2,2 3" 80 mm 1
Válvula Gaveta 0,14 3" 80 mm 1
Curva 90 0,53 3" 80 mm 2
P4 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1
P5 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1
P6 0,53 Curva 90 0,53 3" 80 mm 1
P7 12 Válvula Globo 6 3" 80 mm 2
P8 7,06 Válvula Globo 6 3" 80 mm 1
Curva 90 0,53 3" 80 mm 2
P9 12 Válvula Globo 6 3" 80 mm 2
P10 7,06 Válvula Globo 6 3" 80 mm 1
Curva 90 0,53 3" 80 mm 2
P11 2,2
Válvula Gaveta 0,14 3" 80 mm 1
Curva 90 0,53 3" 80 mm 2
Saída tubo/Entrada vaso 1 3" 80 mm 1
5.1. Perda de carga Normal
A formula geral para perda de carga normal é mostrada abaixo.
ℎ𝑓𝑛 = 𝑓
𝐿
𝐷∙
𝑉2
2𝑔 (5.1)
Onde:
𝑉 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑟 − 𝑚/𝑠
𝑓 = 𝐹𝑎𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑎𝑡𝑟𝑖𝑡𝑜
𝐿 = 𝐶𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑟𝑒𝑡𝑜 𝑑𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑙𝑎çã𝑜 − 𝑚
𝐷 = 𝐷𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 − 𝑚
𝑔 = 𝐴𝑐𝑒𝑙𝑒𝑟𝑎𝑐𝑎𝑜 𝑑𝑎 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 = 9,81𝑚
𝑠2
Podemos simplificar a equação para função da vazão (Q – m3/s):
29
𝑉 =
𝑄
𝐴=
𝑄
𝜋𝐷2
4
(5.2)
ℎ𝑓𝑛 = 0,0826 ∙ 𝑓 ∙ 𝐿 ∙
𝑄2
𝐷5 (5.3)
Para o cálculo do fator de atrito precisa-se usar o Ábaco de Moody, porem para
automatizar o cálculo usa-se a formula teórico experimental proposta por Churchill [4].
𝑓 = 8 ∙ [(8
𝑅𝑒)
12
+1
(𝐴 + 𝐵)1,5]
1/12
(5.4)
𝐴 = 2,457 ∙ 𝐿𝑛 (1
(7
𝑅𝑒)0,9
+ 0,27 ∙ (𝑒𝐷)
)
16
(5.5)
𝐵 = (
37530
𝑅𝑒)
16
(5.6)
Onde:
𝑒 = 𝑟𝑢𝑔𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑎𝑏𝑠𝑜𝑙𝑢𝑡𝑎
𝑅𝑒 = 𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑅𝑒𝑦𝑛𝑜𝑙𝑑𝑠
Os valores das perdas carga normais calculadas para vazões diferentes, são mostrados
no gráfico abaixo:
30
Figura 17 - Perda de Carga Normal Calculada (hfn)
5.1.1. Cálculo de Número Reynolds
𝑅𝑒 =
𝜌 ∙ 𝑉 ∙ 𝐷
𝜇 (5.7)
Onde:
𝑉 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑐𝑜𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑜 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 − 𝑚/𝑠
𝐷 = 𝐷𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑙𝑎çã𝑜 − 𝑚
𝜌 = 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑎 −𝑘𝑔
𝑚3
𝜇 = 𝑉𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝐴𝑏𝑠𝑜𝑙𝑢𝑡𝑎 − 𝑐𝑝
Tabela 8 - Cálculo de Número de Reynolds
Nome Tubulação V D
Re Regime de Escoamento f m/s mm
P1 à P2 0,778 102,26 167994 Turbulento 0,019
P3 até P11 1,34 77,927 220497 Turbulento 0,0192
5.2. Perda de carga Localizada
A fórmula geral para perda de carga normal é mostrada abaixo.
ℎ𝑓𝑙 = 𝐾 ∙
𝑉2
2𝑔 (5.8)
Onde:
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0 5 10 15 20 25 30 35 40
hfn
(m)
Q (m3/h)
Perda de Carga Normal
31
𝑉 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑟 − 𝑚/𝑠
𝐾 = 𝐹𝑎𝑡𝑜𝑟 𝐾
𝐷 = 𝐷𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 − 𝑚
𝑔 = 𝐴𝑐𝑒𝑙𝑒𝑟𝑎𝑐𝑎𝑜 𝑑𝑎 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 = 9,81𝑚
𝑠2
Pode-se simplificar a equação para função da vazão (Q – m3/s) a partir da equação
(5.2).
ℎ𝑓𝑛 = 0,0826 ∙ 𝐾 ∙
𝑄2
𝐷4 (5.9)
Os valores das perdas carga localizadas calculadas para vazões diferentes, são
mostrados no gráfico abaixo:
Figura 18 - Perda de Carga Localizada (hfl)
0
2
4
6
8
10
12
0 5 10 15 20 25 30 35 40
hfl
(m)
Q (m3/h)
Perda de Carga Localizada
32
5.3. Resumo de Cálculos
Tabela 9 - Resumo dos cálculos
Item Vazão f e/D K
Total
hfn
(m)
hfl
(m)
P1 23 0,0190 0,00045 1,43 0,017 0,044
P2 23 0,0190 0,00045 1,67 0,011 0,051
P3 23 0,0192 0,00059 3,4 0,045 0,311
P4 23 0,0192 0,00059 0,53 0,068 0,048
P5 23 0,0192 0,00059 0,53 0,187 0,048
P6 23 0,0192 0,00059 0,53 0,406 0,048
P7 23 0,0192 0,00059 12 0,045 1,097
P8 23 0,0192 0,00059 7,06 0,045 0,645
P9 23 0,0192 0,00059 12 0,045 1,097
P10 23 0,0192 0,00059 7,06 0,045 0,645
P11 23 0,0192 0,00059 2,2 0,090 0,201
Total 1,006 4,238
5.4. Cálculo da altura manométrica total (H)
Usando a formula abaixo para calcular a altura manométrica total e definir a curva do
sistema.
𝐻 =
𝑃𝑑 − 𝑃𝑠
𝛾+ 𝑍𝑑 − 𝑍𝑠 + ℎ𝑓𝑛 + ℎ𝑓𝑙 + ℎ𝑓𝑒 (5.10)
Onde:
𝐻 = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 − (𝑚)
𝑃𝑑 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 = 1150 𝑘𝑃𝑎
𝑃𝑠 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 = 0 𝑃𝑎
𝑍𝑑 = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 = 24𝑚 − 10,9𝑚 = 13,1𝑚
𝑍𝑠 = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 = 0 (𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑛𝑜 𝑚𝑒𝑠𝑚𝑜 𝑛í𝑣𝑒𝑙) − (𝑚)
𝛾 = 𝑃𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑛𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑒𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 − 𝑁
𝑚3
ℎ𝑓𝑒 = 𝑃𝑒𝑟𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑞𝑢𝑖𝑝á𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜𝑠 − 6,124 𝑚
𝛾 = 𝜌 ∙ 𝑔 = 984
𝑘𝑔
𝑚3∙ 9,81
𝑚
𝑠2= 9653
𝑁
𝑚3 (5.11)
33
Os valores do Head calculados para as vazões de 0-35 m3/h são apresentados na
Tabela 10 e na Figura 19.
Tabela 10 – Head calculado
Vazão (m3/h) H(m) Vazão (m3/h) H(m) Vazão (m3/h) H(m)
0 138,4 12 139,8 24 144,1
1 138,4 13 140 25 144,6
2 138,4 14 140,3 26 145,1
3 138,4 15 140,6 27 145,6
4 138,5 16 140,9 28 146,1
5 138,6 17 141,2 29 146,7
6 138,7 18 141,6 30 147,3
7 138,8 19 141,9 31 147,9
8 139 20 142,3 32 148,5
9 139,2 21 142,7 33 149,2
10 139,3 22 143,2 34 149,8
11 139,6 23 143,6 35 150,5
Figura 19 - Curva do sistema
5.5. Cálculo do NPSH disponível
Usando a formula abaixo para calcular o NPSH disponível, com as perdas de carga
total hfs somente dos tubos de sucção P1 e P2.
136,0
138,0
140,0
142,0
144,0
146,0
148,0
150,0
152,0
0 5 10 15 20 25 30 35 40
H(m
)
Q (m3/h)
Curva do Sistema
34
ℎ𝑓𝑠 = ℎ𝑓𝑛 + ℎ𝑓𝑙 = ℎ𝑓𝑛(𝑃1) + ℎ𝑓𝑛(𝑃2) + ℎ𝑓𝑙(𝑃1) + ℎ𝑓𝑙(𝑃2) (5.12)
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑𝑖𝑠𝑝𝑜𝑛í𝑣𝑒𝑙 =
𝑃𝑠
𝛾− Zs − hfs +
P𝑎 − P𝑣
𝛾 (5.13)
Onde:
𝑃𝑠 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑚𝑎𝑛𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 = 0 𝑃𝑎
Zs = 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 = 0 (𝑟𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎𝑡ó𝑟𝑖𝑜 𝑛𝑜 𝑚𝑒𝑠𝑚𝑜 𝑛í𝑣𝑒𝑙) − (𝑚)
P𝑎 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑎𝑡𝑚𝑜𝑠𝑓é𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑙𝑜𝑐𝑎𝑙 = 101,300 𝑘𝑃𝑎
P𝑣 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑛𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑒𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 19,946 kPa
𝛾 = 𝑃𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑛𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑒𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 9653N
m3
ℎ𝑓𝑠 = 𝑃𝑒𝑟𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑛𝑜𝑠 𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑐çã𝑜 = 0,123 𝑚
Os valores do head calculados para as vazões de 0-35 m3/h são apresentados na
Tabela 11 e na Figura 20.
Tabela 11 – NPSH disponível do sistema
Vazão (m3/h) NPSHd(m) Vazão (m3/h) NPSHd(m) Vazão (m3/h) NPSHd(m)
0 - 12 8,39 24 8,29
1 8,43 13 8,39 25 8,28
2 8,43 14 8,38 26 8,27
3 8,43 15 8,37 27 8,26
4 8,42 16 8,37 28 8,24
5 8,42 17 8,36 29 8,23
6 8,42 18 8,35 30 8,22
7 8,42 19 8,34 31 8,2
8 8,41 20 8,33 32 8,19
9 8,41 21 8,32 33 8,17
10 8,4 22 8,31 34 8,16
11 8,4 23 8,3 35 8,14
35
Figura 20 - NPSH disponível
O NPSH requerido da bomba deve ser 1m menor que o NPSH disponível do sistema
para cada vazão, conforme formula abaixo.
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑𝑖𝑠𝑝𝑜𝑛í𝑣𝑒𝑙 − 1 𝑚 > 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑜 (5.14)
5.6. Definição das características da bomba
A bomba precisa atender essas características:
Tabela 12 – Características da bomba
Nome da bomba Vazão
Head da
Bomba NPSH
m³/h m m
LPSG DRAIN
PUMP 23
Calculado 143,6 8,30
(disponível)
Adotado 145 7,30 (máximo
requerido)
A bomba deve ser centrífuga e trabalhar com água destilada tratada para caldeira à
temperatura de projeto de 80°C.
8,1
8,2
8,3
8,4
8,5
0 5 10 15 20 25 30 35 40
NP
SHd
(m
)
Q (m3/h)
NPSH disponível
36
6. Análise da bomba proposta
A bomba selecionada foi a SHINKO modelo SHQ65. A curva de desempenho
fornecida pelo fabricante, a folha de dados da bomba completa e os desenhos podem ser
encontrados no Apêndice IIV.
A curva de desempenho da bomba foi tabelada como mostrada na tabela abaixo.
Tabela 13 - Bomba Shinko
Vazão (m3/h) Head (m) Eficiência (%) NPSHr (m)
0 168 0 -
1,8 167 7 -
5 165 16 -
10 162,5 29 -
15 156,6 38 1,2
20 150 44 1,6
23 145 46 2
25 140,6 48 2,3
30 130,9 50 3
6.1. Seleção da bomba
A bomba Shinko foi selecionada usando catalogo do fabricante. A escolha do
fabricante foi devido à plataforma ser construída por um estaleiro japonês e a Shinko ser
um fabricante japonês com renome, principalmente na área naval.
O ábaco de cobertura da Figura 21 mostra que a bomba está na faixa de seleção de
30kw do modelo SHQ65.
37
Figura 21 – Ábaco de Cobertura (Shinko)
Fazendo uma análise do material usado, pode-se reparar o uso de impelidor de aço
inox, um material caro porem bom para uso em altas temperaturas. Visto que a bomba
trabalha com fluidos aquecidos e seu uso é continuo e de alta responsabilidade, o uso
desse material se justifica. O uso de dosadores no tratamento da água da caldeira pode
gerar necessidade de variações no pH da água bombeada, onde o uso do impelidor de aço
inoxidável é recomendado.
A escolha por uma bomba horizontal deve-se a facilidade de manutenção e o amplo
espaço de instalação no arranjo da praça de maquinas.
O alto Head para a relativamente baixa vazão é o que motiva a bomba ser de duplo
estágio.
38
6.2. Analise do ponto de operação
Calculando o ponto de operação para vazão nominal, a partir da curva do sistema e a
curva de desempenho se obtém esse gráfico da Figura 22.
Figura 22- Ponto de operação Shinko
Pelo gráfico pode-se perceber que com a Bomba SHINKO o ponto de operação do
sistema é a 23m3/h o que atende a necessidade do sistema para as condições de projeto.
6.3. Analise de cavitação.
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑𝑖𝑠𝑝𝑜𝑛í𝑣𝑒𝑙 − 1 𝑚 > 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑜 (6.1)
O gráfico da Figura 23 mostra que a bomba selecionada possui NPSH requerido muito
abaixo do disponível do sistema, portanto a bomba está adequada neste aspecto.
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
120,0
140,0
160,0
180,0
0 10 20 30 40
H (
m)
Q (m3/h)
BOMBA SHINKO X SISTEMA
H(m)
Bomba SHINKO
39
Figura 23 – Análise NPSH
7. Válvula de controle
7.1. Pontos de Operação do sistema
Por meio de simulação no Software Pipeflow, o ponto de operação para as diferentes
vazões pode ser mostrado nos gráficos abaixo. Com elas pode-se determinar ao
diferencial de pressão para a válvula de controle projetada para as diferentes vazões de
operação.
7.1.1. Com controle de vazão para vazão máxima
A Figura 24 abaixo mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão
máxima de 18,22 m3/h na válvula de controle.
Figura 24 – Ponto de operação – Controle de Vazão máxima
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 10 20 30 40
NP
SHd
(m
)
Q (m3/h)
NPSH disponível x requerido
NPSHd(m)
NPSHr
NPSHr - limite
40
Tabela 14 – Valores calculados - Controle de Vazão máxima
Nome
do
tubo
Vazão Velocidade Pressão
de saída
Perda de
Carga Normal
Perda de
Carga
Localizada
Perda de carga
componente
m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd
P1 18,22 0,616 -0,0037 0,011 0,028 nenhum
P2 18,22 0,616 -0,0076 0,007 0,032 nenhum
P3 18,22 1,061 14,6794 0,029 0,195 nenhum
P4 18,22 1,061 14,6723 0,043 0,03 nenhum
P5 18,22 1,061 13,857 0,119 0,03 nenhum
P6 18,22 1,061 13,8291 0,258 0,03 nenhum
P7 18,22 1,061 12,4249 0,029 0,689 nenhum
P8 18,22 1,061 12,0654 0,029 0,405 1,492
P9 18,22 1,061 11,8996 0,029 0,689 nenhum
P10 18,22 1,061 11,5177 0,029 0,405 1,523
P11 18,22 1,061 11,5 0,057 0,126 nenhum
Item Perda de Carga Válvula de
controle Head da Bomba
Nome do tubo m.hd m.hd P3 - 152,4
P7 13,8 -
7.1.2. Com controle de vazão para vazão normal.
A Figura 25 mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão
normal de 11,7 m3/h.
Figura 25 - Ponto de operação - Controle de Vazão Normal
41
Tabela 15 - Valores calculados - Controle de Vazão Normal
Nome
do
tubo Vazão Velocidade
Pressão de saída
Perda de Carga Normal
Perda de Carga
Localizada
Perda de carga componente
m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd
P1 11,7 0,395 -0,0016 0,005 0,011 nenhum
P2 11,7 0,395 -0,0032 0,003 0,013 nenhum
P3 11,7 0,681 15,4795 0,012 0,08 nenhum
P4 11,7 0,681 15,4765 0,019 0,013 nenhum
P5 11,7 0,681 14,6694 0,051 0,013 nenhum
P6 11,7 0,681 14,6574 0,111 0,013 nenhum
P7 11,7 0,681 12,3247 0,012 0,283 nenhum
P8 11,7 0,681 11,9897 0,012 0,167 1,492
P9 11,7 0,681 11,8647 0,012 0,283 nenhum
P10 11,7 0,681 11,5074 0,012 0,167 1,523
P11 11,7 0,681 11,5 0,025 0,052 nenhum
Item Perda de Carga Válvula de
controle Head da Bomba
Nome do tubo m.hd m.hd P3 - 160,5
P7 23,9 -
7.1.3. Com controle de vazão para vazão mínima.
A Figura 26 mostra ponto de operação a partir do software Pipeflow para vazão
mínima de 7,4 m3/h.
Figura 26 - Ponto de operação - Controle de Vazão Mínima
42
Tabela 16 - Valores calculados - Controle de Vazão Mínima
Nome
do
tubo Vazão Velocidade
Pressão de saída
Perda de Carga Normal
Perda de Carga
Localizada
Perda de carga componente
m³/h m/s bar.g m.hd m.hd m.hd
1 7,4 0,25 -0,0006 0,002 0,005 nenhum
2 7,4 0,25 -0,0013 0,001 0,005 nenhum
3 7,4 0,431 15,8444 0,005 0,032 nenhum
4 7,4 0,431 15,8432 0,008 0,005 nenhum
5 7,4 0,431 15,0396 0,022 0,005 nenhum
6 7,4 0,431 15,0346 0,047 0,005 nenhum
7 7,4 0,431 12,2826 0,005 0,114 nenhum
8 7,4 0,431 11,9579 0,005 0,067 1,492
9 7,4 0,431 11,85 0,005 0,114 nenhum
10 7,4 0,431 11,503 0,005 0,067 1,523
11 7,4 0,431 11,5 0,011 0,021 nenhum
Item Perda de Carga Válvula de
controle Head da Bomba
Nome do tubo m.hd m.hd P3 - 164,2
P7 28,4 -
43
7.2. Especificação da Válvula de controle
Para o cálculo de instrumentação da válvula de controle do LPSG feita pelo
fornecedor da válvula, serão necessários os dados de processo calculados mostrados na
Tabela 17.
Tabela 17 – Dados de Processo para válvula de controle
IDENTIFICAÇÃO
Válvula de
Controle de Nível
do LPSG
GERAL
FLUIDO ÁGUA
CORROSIVO / EROSIVO / TÓXICO N/N/N
SERVIÇO
ÁGUA DE
ALIMENTAÇÃO
CALDEIRA
ESTADO FÍSICO LÍQUIDO
DIÂMETRO NOMINAL DA LINHA, pol 3
VAZÃO
OPERAÇÃO, kg/h 11500
MÁXIMA, kg/h 17928
MÍNIMA, kg/h 7279
PRESSÃO
MAN.
À MONT. NA VAZÃO DE OPERAÇÃO, kPa 1466
À MONT. NA VAZÃO MÁXIMA, kPa 1383
À MONT. NA VAZÃO MÍNIMA, kPa 1503
À JUS. NA VAZÃO DE OPERAÇÃO, kPa 1232
À JUS. NA VAZÃO MÁXIMA, kPa 1242
À JUS. NA VAZÃO MÍNIMA, kPa 1228
DE PROJETO, kPa 1600
ΔP NORMAL, kPa 230
ΔP MÁXIMA, kPa 133
ΔP MÍNIMA, kPa 274
TEMP.
OPERAÇÃO, ºC 60
MÁXIMA, ºC 60
MÍNIMA, ºC 60
PROJETO, ºC 80
CRÍTICA, ºC 373,9
LÍQUIDO
MASSA ESPECÍFICA A 20 °C 998
MASSA ESPECÍFICA A TEMP. OPER 984
VISCOSIDADE A TEMP. OPERAÇÃO, cp 0,476
PRESSÃO VAPOR ABS., kPa 19,9
PRESSÃO CRÍTICA ABS., kPa 22060
% VAPORIZADA EM PESO À MONT.
(OP.) 0
AÇÃO EM CASO DE FALHA FECHA
Valores fornecidos em kPa onde:
𝑃(𝑘𝑃𝑎) = 9,81 ∙ H(m) ∙ ρ
1000 = 9,81 ∙ H(m) ∙ 0,984 (7.1)
44
A válvula será instalada antes do primeiro aquecedor de água (LPSG Condensate
Cooler No1) no 2° Convés a 19,2m de elevação da linha de base do FPSO.
8. Conclusão
Através do cálculo hidráulico de um sistema projetado para uma unidade FPSO real
foi verificada e confirmada a seleção da bomba de alimentação de água para um gerador
de vapor. Verificou-se que a bomba requerida deve ter vazão nominal de 23 m3/h e Head
de 145 m.
Considerando as demandas de vapor pelos tanques de carga, percebeu-se a
necessidade de simular o funcionamento da bomba nas condições de operação para definir
os dados de processo inerentes a válvula de controle na linha. Pode-se então definir uma
válvula com diferencial de pressão necessário de 230 kPa na condição de vazão normal.
Dada essa especificação do sistema, foi possível atualizar quando necessário o
diagrama de processo do projeto (PI&D - Piping and Instrumentation Diagram) de forma
a definir todos os parâmetros do sistema, como vazão nominal da bomba, diâmetros,
pressões na linha e localização da válvula de controle. Foi possível também confirmar a
adequação da localização dos equipamentos no arranjo.
O mesmo princípio de cálculo pode ser aplicado aos demais sistemas embarcados que
possuam bombas hidráulicas ou onde seja observada a necessidade de calcular a perda de
carga em tubulações.
45
9. Referências Bibliográficas
[1] DE MATTOS, E.E., DE FALCO, R., Bombas Industriais, 2ª edição, Rio de Janeiro,
Interciência, 1998.
[2] HowStuffWorks 2008. Disponivel em <http://ciencia.hsw.uol.com.br/motor-a-
vapor2.htm> Acessado em: 5 julho. 2015, 18:30.
[3] JIS F 7101:2002 Pipes of machinery - Standard velocity of flow and Korea/Japan
new build shipyards standard practices
[4] CHURCHILL, S.W. Friction-factor, J.B. Fluid mechanics and engineering
applications, McGraw-Hill Book Company.
[5] FOX, R.W., PRITCHARD, P.J., MCDONALD, A.T, Introdução à Mecânica dos
Fluidos, 7ª edição, Rio de Janeiro, LTC Editora, 2010.
[6] KARASSIK, I.J., MESSINA, J.P., COOPER, P. et al, Pump Handbook, 3ª edição,
Estados Unidos, McGraw-Hill, 2000.
[7] MACINTYRE, A.J., Bombas e instalações de bombeamento, Rio de Janeiro,
Editora Guanabara, 1980.
I
Apêndice –ANEXOS
I Arranjo Geral
II Bomba Shinko (FD – Folha de Dados)
III Bomba Shinko (Curva de Desempenho)
IV Bomba Shinko (Desenho 1)
V Bomba Shinko (Desenho 2)
VI Folha de dados LPSG e Dimensões
VII Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1)
VIII Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No2)
IX Desenho LPSG Condensate Cooler (No1/No2)
I
I. Arranjo Geral
II
II. Bomba Shinko (FD – Folha de Dados)
III
III. Bomba Shinko (Curva de Desempenho)
IV
IV. Bomba Shinko (Desenho 1)
V
V. Bomba Shinko (Desenho 2)
VI
VI. Folha de dados LPSG e Dimensões
VII
VII. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1)
VIII
VIII. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No2)
IX
IX. Folha de dados LPSG Condensate Cooler (No1)
