SELEÇÃO DE BOMBA UTILIZADA EM SISTEMA CIP...

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RIO DE JANEIRO Março 2018 SELEÇÃO DE BOMBA UTILIZADA EM SISTEMA CIP APLICADO NA HIGIENIZAÇÃO DE CIRCUITO DE ENVASE DE UMA CERVEJARIA Nathália da Fonseca Palhota Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheira. Orientador: Reinaldo de Falco

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RIO DE JANEIRO

Março 2018

SELEÇÃO DE BOMBA UTILIZADA EM SISTEMA CIP

APLICADO NA HIGIENIZAÇÃO DE CIRCUITO DE

ENVASE DE UMA CERVEJARIA

Nathália da Fonseca Palhota

Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do

título de Engenheira.

Orientador: Reinaldo de Falco

iii

Palhota, Nathália da Fonseca

Seleção de Bomba Utilizada em Sistema CIP Aplicado

na Higienização de Circuito de Envase em uma Cervejaria /

Nathália da Fonseca Palhota. – Rio de Janeiro: UFRJ /

Escola Politécnica, 2018.

IX, 76 p.: il.; 29,7 cm.

Orientador: Reinaldo de Falco.

Projeto de Graduação – UFRJ / POLI / Curso de

Engenharia Mecânica, 2018.

Referências Bibliográficas: p. 69.

1. Introdução e Objetivo. 2. Bombas: Conceitos Gerais.

3. Sistema CIP. 4. Estudo de Caso. 5. Conclusão.

De Falco, Reinaldo. II. Universidade Federal do Rio

de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia de

Mecânica. III. Seleção de Bomba Utilizada em Sistema CIP

Aplicado na Higienização de Circuito de Envase em uma

Cervejaria.

iv

Agradecimentos Primeiramente, à Deus, sem Ele, eu nada teria e nada seria.

À meus pais, pelo apoio incondicional, pelo amor sem medidas, pela constante

preocupação, pela confiança que em mim depositam e por todas as críticas construtivas

tecidas ao longo deste trabalho.

À minha irmã, por ser exemplo de pessoa, de bondade, de fé, de fortaleza e pela sua

presença quando eu mais precisava.

À minha família, em particular, à minha tia Claudia e à minha prima Carolina, pela

companhia nos trabalhos e pela distrações nos momentos que foram necessários.

À minha amiga, Beatriz, pelo apoio fundamental, que demos uma à outra, redigindo

nossos projetos de graduação.

As minhas amigas do colégio, aos meus amigos da faculdade e aos meus amigos de

intercâmbio.

À França, pela melhor experiência da minha vida. À cultura que aprendi à admirar, à

nova forma de aprender, à abertura de espírito, ao savoir-vivre. Ao país que me ensinou

mais do que imaginei e me proporcionou momentos que nunca sonhei viver.

Ao professor De Falco, por sua paciência, por sua confiança e orientação ao longo deste

trabalho.

À professora Elaine Vasquez por todo suporte e ajuda ao longo de toda minha trajetória

universitária.

Ao Engenheiro-Chefe Samuel, responsável pela manutenção dos equipamentos de

packaging da cervejaria, por toda ajuda e orientação ao longo do projeto e das visitas

realizadas à planta.

v

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte

dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheira Mecânica.

SELEÇÃO DE BOMBA UTILIZADA EM SISTEMA CIP APLICADO NA

HIGIENIZAÇÃO DE CIRCUITO DE ENVASE DE UMA CERVEJARIA

Nathália da Fonseca Palhota

2018

Orientador: Reinaldo de Falco

Curso: Engenharia Mecânica

A integridade de produtos finais e, consequentemente, a saúde de consumidores de

indústrias alimentícias depende da higienização ao longo do processo produtivo. Em

cervejarias, particularmente, a sanitização é um aspecto crítico, pois contaminações são

passíveis de ocorrer em qualquer fase do processo, sobretudo na fase de envase.

Visando garantir a qualidade das cervejas e a produtividade da indústria, sistemas CIP

(Clean-in-place) são implementados evitando o desmonte de equipamentos durante a

limpeza e, reduzindo o tempo e a ineficiência da higienização de tubulações e tanques.

O objetivo principal deste trabalho é selecionar uma bomba para utilização no circuito

de envase de uma central de CIP de uma cervejaria de larga escala. Para tal fim, foi

realizado um estudo detalhado do sistema em que essa bomba se aplica e, a partir de

dados fornecidos e calculados, a bomba foi escolhida. Por fim, como objetivo

secundário, foi proposta uma melhoria no sistema de envase por intermédio da

modificação de componentes do circuito e apresentados os ganhos de tal melhoria.

Palavras-chave: Seleção de Bomba, Sistema CIP, Cervejaria

vi

Abstract of Undergraduate Project presumed to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of

the requirements for the degree of Engineer.

PUMP SELECTION FOR A CIP SYSTEM USED IN A BREWERY FILLING

MACHINE SANITATION

Nathália da Fonseca Palhota

2018

Advisor: Reinaldo de Falco

Course: Mechanical Engineering

The integrity of food industry’s products as well as their consumer’s health depends on

hygienization through production process. In breweries, sanitization is a critical aspect

because contamination can occur at any point along the chain, especially in the filling

stage.

In order to ensure beer quality and industry productivity, CIP system are used to avoid

equipment opening during cleaning; and to reduce waste of time and inefficiency in

pipes and tubes’ hygienization.

The aim of this work is to select a pump for the filling stage of a CIP central of a large-

scale brewery. For this purpose, a detailed study of the existing system was done and the

proper pump was selected. At last, a second objective was established and it concerned

an improvement through the change of the filling tank’s cleaning nozzles. New calculus

and gain analysis were presented.

Keywords: Pump selection; CIP System; Brewery.

vii

Sumário

1 IntroduçãoeObjetivo.......................................................................................................11.1 Cerveja........................................................................................................................................21.2 ProcessodeProduçãodeCerveja...............................................................................................31.3 Aimportânciadahigienizaçãonaproduçãodecerveja.............................................................71.4 Objetivo......................................................................................................................................81.5 Metodologia...............................................................................................................................8

2 Bombas:ConceitosGerais.................................................................................................92.1 Propriedadesdosfluídos............................................................................................................92.3 Definição,classificaçãoecaracterísticasgeraisdebombas.....................................................162.4 Curvascaracterísticasdasbombas...........................................................................................182.5 Característicasdosistema........................................................................................................192.6 Determinaçãodopontodeoperação.......................................................................................222.7 Fatoresquemodificamacurvadosistema..............................................................................232.8 Cavitação..................................................................................................................................24

3 SistemaCIP:ConceitoseProjetoMecânico.....................................................................283.1 OconceitoClean-in-Place(CIP).................................................................................................283.2 OSistemaClean-in-Place(CIP)..................................................................................................293.3 ProjetoMecânicodeumSistemaCIP.......................................................................................33

4 EstudodeCaso................................................................................................................364.1 Análisedosistema....................................................................................................................364.2 Premissas..................................................................................................................................394.3 CálculodaVazãoRequerida......................................................................................................424.4 CálculodaAlturaManométricaTotal.......................................................................................444.5 CálculodoNPSHdisponível......................................................................................................494.6 DeterminaçãodaCurvadoSistema..........................................................................................504.7 SeleçãodaBomba.....................................................................................................................524.8 Proposiçãodemelhoria............................................................................................................60

5 Conclusão.......................................................................................................................67

6 ReferênciasBibliográficas...............................................................................................69

7 Anexos............................................................................................................................71

vii

Lista de Figuras

Figura 1: Envase em uma cervejaria (Fonte: www.exame.abril.com.br). ..................................... 1

Figura 2: Estilos de cerveja (Fonte: www.gazetaonline.com.br). .................................................. 2

Figura 3: Processo de Produção de Cerveja (STORGARDS, 2000). ............................................ 3

Figura 4: Fases da Fermentação (PALMER, 2006). ...................................................................... 6

Figura 5: Vista aérea da cervejaria (Fonte: www.tyba.com.br). .................................................... 8

Figura 6: Escoamento laminar - distribuição de velocidade (MATTOS, DE FALCO, 1998). ... 11

Figura 7:Escoamento turbulento - distribuição de velocidade (MATTOS, DE FALCO, 1998).11

Figura 8: Ábaco de Moody (Fonte: www.it.wikipedia.com) ....................................................... 13

Figura 9: Classificação de bombas (MATTOS, DE FALCO, 1998). .......................................... 16

Figura 10: Esquema de bomba centrífuga radial (Fonte: www.nuclear-power.net). .................. 17

Figura 11: Bombas volumétricas (Fonte: www.ebah.com.br). .................................................... 18

Figura 12: Curvas características das bombas (MATTOS, DE FALCO, 1998). ........................ 18

Figura 13: Sistema de bombeamento (MATTOS, DE FALCO, 1998). ...................................... 20

Figura 14: Linha e reservatório de sucção (MATTOS, DE FALCO, 1998). .............................. 20

Figura 15: Linha e reservatório de descarga (MATTOS, DE FALCO, 1998). ........................... 21

Figura 16: Curva do sistema (MATTOS, DE FALCO, 1998). .................................................... 22

Figura 17: Ponto de Trabalho (MATTOS, DE FALCO, 1998). .................................................. 23

Figura 18: Variação da curva do sistema (MATTOS, DE FALCO, 1998). ................................ 24

Figura 19: Efeito cavitação (MATTOS, DE FALCO, 1998). ..................................................... 25

Figura 20: Curva NPSH disponível x Vazão (MATTOS, DE FALCO, 1998). .......................... 26

Figura 21: Curva NPSH requerido x Vazão (MATTOS, DE FALCO, 1998). ........................... 26

Figura 22: Vazão máxima para efeito de cavitação (MATTOS, DE FALCO, 1998). ................ 27

Figura 23: Forças agindo sobre a sujeira (Fonte: TetraPak Handbook) ...................................... 29

Figura 24: Sprayball e sprayball rotativo. (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen). ..................... 30

Figura 25: Sistema CIP de recuperação total (full recovery) (TAMIME, 2008). ....................... 32

Figura 26: Comportamento de escoamentos (TAMIME, 2008). ................................................. 33

Figura 27: Espessura de fime em escoamento vertical (TAMIME, 2008). ................................. 34

Figura 28: Alcance de Asperores (TAMIME, 2008). .................................................................. 35

Figura 29: Esquema da Central CIP da Cervejaria. ..................................................................... 36

Figura 30: Vista Superior da planta da cervejaria. ....................................................................... 38

Figura 31: Esquema simplicado do sistema de bombeio. ............................................................ 38

Figura 32: Gráfico Head x Vazão ................................................................................................. 52

viii

Figura 33: Gráfico Rendimento x Vazão - comparativo entre as bombas analisadas ................. 53

Figura 34: Bomba Selecionada TP5060 (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen). ........................ 55

Figura 35: Gráfico Head x Vazão – pontos de trabalho dos fluidos de bombeio. ....................... 55

Figura 36: Tipos de selos mecânico (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen). ............................. 59

Figura 37: Selo ISC2 (Fonte: Católogo Flowserve). ................................................................... 60

Figura 38: Novo aspersor - aspersor rotacional (Fonte: Catálogo LECHLER) .......................... 62

ix

Lista de Tabelas

Tabela 1: Comprimentos equivalentes para diferentes entradas e saídas [6]. ...................... 14

Tabela 2: Comprimento equivalente para joelhos, curvas e T's [6]. .................................... 15

Tabela 3: Comprimento equivalente para válvulas [6]. ........................................................ 15

Tabela 4: Especificação das condições de trabalho do SprayBall ........................................ 43

Tabela 5: Comprimento Equivalente dos Acessórios - sucção ............................................ 45

Tabela 6: Altura Manométrica de sucção dos diferentes fluídos de bombeio ..................... 46

Tabela 7: Comprimento Equivalente de Acessórios - descarga ........................................... 47

Tabela 8: Altura Manométrica de descarga dos diferentes fluídos de bombeio .................. 49

Tabela 9: Altura Manométrica Total dos diferentes fluídos de bombeio. ............................ 49

Tabela 10: NPSH disponível dos fluídos de bombeio. ......................................................... 50

Tabela 11: Variação da H x Q – Água @80ºC ..................................................................... 51

Tabela 12: Variação da H x Q – Água @25ºC ..................................................................... 51

Tabela 13: Variação da H x Q – NaOH ................................................................................ 52

Tabela 14: Comparação dos modelos das bombas. .............................................................. 53

Tabela 15: NPSH disponível com a nova vazão ................................................................... 65

1

1 Introdução e Objetivo

As indústrias cervejeiras vivem um momento de expansão no Brasil, motivado

pelo incremento da demanda, sobretudo com o advento das cervejas artesanais.

Entretanto, a sobrevivência empresarial depende de produtos e serviços com qualidade,

aliada à necessidade de aprimoramento constante dos métodos de gestão utilizados para

detecção de problemas de maior impacto no negócio.

Um dos principais desafios da indústria alimentícia é manter a produtividade alta

preservando a integridade de seus produtos e a saúde do consumidor. As contaminações

microbiológicas são comuns neste ramo e precisam ser controladas.

Atualmente, com o intuito de garantir uma boa limpeza e reduzir os perigos

microbiológicos em muitos processos produtivos se empregam elevadas concentrações,

tempos de recirculação de soluções de limpeza e enxágue longos, temperaturas e forças

mecânicas (turbulência) inadequadas, reduzindo a eficiência, isto é, incrementando o

consumo desnecessário de soluções de limpeza, água, energia e tempo, produzindo mais

poluição (soluções de limpeza). Tudo isso sem levar em conta que só uma adequada

combinação ou harmonização desses fatores pode permitir uma limpeza eficaz e

eficiente.

Especificamente na indústria cervejeira, é necessário o desenvolvimento de um

processo de limpeza CIP (Cleaning in Place) eficiente e eficaz, com o objetivo de

reduzir os perigos que possam afetar a qualidade da cerveja e aprimorar o uso dos

recursos visando à redução dos custos.

Figura 1: Envase em uma cervejaria (Fonte: www.exame.abril.com.br).

2

1.1 Cerveja

Estima-se que o homem conheça o processo de fermentação há mais de 10 mil

anos. Estudos arqueológicos realizados no Nilo Azul, atual Sudão, relatam que povos

locais produziam uma bebida à base de sorgo1, similiar à cerveja, por volta de 7000 aC.

Porém os relatos mais concretos da produção de cerveja, provém de inscrições em pedra

encontradas na região da Suméria.

A cerveja foi utilizada, na Antiguidade, entre os povos da Suméria, Babilônia e

Egito e foi desenvolvida paralelamente aos processos de fermentação de cereais e

difundida juntamente com as culturas de milho, centeio e cevada nas antigas sociedades.

Os gregos e romanos também a produziram durante o apogeu de suas

civilizações. Dentre os povos que ocuparam a Europa durante o Império Romano, os de

origem germânica destacaram-se na arte de fabricar cerveja. Na Idade Média, por volta

do século XIII, os cervejeiros germânicos foram os primeiros a empregar lúpulo2 na

cerveja, conferindo-lhe as características básicas da bebida atual.

Com a Revolução Industrial o modo de produção e distribuição sofreu mudanças

decisivas. Atualmente as cervejarias, difundidas por todo o mundo, possuem processos

automatizados que garantem uma maior qualidade do produto acabado (BLOG

CERVEJAS DO MUNDO).

Figura 2: Estilos de cerveja (Fonte: www.gazetaonline.com.br).

1 É um espécie de planta, também conhecida como milho-zaburro. É o quinto cereal mais produzido no mundo 2 Planta trepadeira, cujo fruto produz uma substância usada na fabricação da cerveja

3

1.2 Processo de Produção de Cerveja

O processo de produção consiste em transformar o amido oriundo da cevada em

álcool. Devido à sensibilidade do produto, a maior preocupação durante todo o processo

é com a qualidade da cerveja, necessitando atender às propriedades organolépticas

desejáveis (cor, turvação, sabor e espuma).

Independentemente da escala de cervejaria, grande ou micro, as fases de

produção da cerveja podem ser assim agrupadas: produção do mosto,

fermentação/maturação e envase. O processo de malteação não foi considerado nessa

integração devido ao fato de ser pouco contemplado em cervejarias – que preferem

adquirir o malte pronto para utilização.

As matérias-primas do processo são compostas, além do malte, por água, lúpulo

e leveduras. Podem conter outros aditivos, dependendo do estilo de cerveja que se quer

produzir.

Figura 3: Processo de Produção de Cerveja (STORGARDS, 2000).

1.2.1 Produção do mosto

Esse primeiro cluster é constituído pelas operação iniciais ilustradas na Figura 3.

São elas: a moagem, a brassagem, a clarificação, a fervura, o whirlpool e o

resfriamento, cujo principal objetivo é a obtenção de mosto adequado (extrato de malte),

que possibilitará o metabolismo das leveduras nas fases subsequentes.

4

1.2.1.1 Moagem

O objetivo da moagem é a fragmentação dos grãos de malte possibilitando o

aumento da área de contato do malte com a água facilitando sua ligação com as

enzimas. Contudo, suas cascas devem permanecer intactas para ajudar na filtração do

mosto líquido. Essa etapa inicial embora simples é de suma importância na eficiência da

conversão de açúcar o que pode influenciar na qualidade do produto final.

1.2.1.2 Hidrólise (Brassagem)

O principal objetivo desse etapa do processo é a conversão de moléculas de

amido em açúcares fermentáveis.

Essa fase ocorre através da mistura do malte com água quente sob condições de

agitação que levarão à gelatinização do amido, isto é, à hidratação e a explosão do

mesmo, com consequente liberação de seus compostos. As enzimas chaves realizarão a

hidrólise de proteínas e amidos. São elas: a debranching, responsável pela solubilização

dos amidos; a amilase, responsável pela quebra do amido em açúcar e a protease,

responsável pela quebra das proteínas em compostos simples necessários para a

atividade metabólica das leveduras. Cada grupo de enzimas é favorecido por certas

temperaturas e certos níveis de pH. Dessa forma, o controle dessas condições pelo

mestre cervejeiro é fundamental para a eficiência da conversão de açúcares e para a

quantidade de produtos finais (PALMER, 2006).

Por fim, aplica-se o denominado “mash-out”, degrau de temperatura responsável

pela desnaturalização das enzimas e tornar o mosto mais líquido.

1.2.1.3 Clarificação

A clarificação (lautering) consiste na drenagem do mosto, ou seja, a separação

do mosto doce líquido e do mosto macerado, que contém grão, cascas e partículas

insolúveis.

Essa fase é realizada com a ajuda de um tonel contendo um fundo falso ou um

tubo coletor múltiplo, por onde é escoada a parte líquida e retida a sólida. Tão logo uma

cama de grãos se forma ao fundo do tonel, o líquido é drenado e novamente jogado sob

os grãos que formam uma espécie de filtro, limpando-os. Esse processo é denominado

de recirculação. Subsequente a recirculação, é feito o enxague da cama de grãos

utilizando-se água quente de forma que seja extraido a maior quantidade possível de

açúcares que ainda restam (PALMER, 2006).

5

1.2.1.4 Fervura

A fervura consiste no aquecimento do mosto líquido até temperaturas elevadas.

Esse processo propicia a eliminação de micro-organismos e compostos indesejáveis,

além de permitir a concentração do mosto. Nessa etapa é adicionado o lúpulo,

conferindo amargor, paladar e aroma desejados (CARRERA, 2015).

1.2.1.5 Whirlpool e Resfriamento

Por meio do whirlpool3 obtém-se um mosto límpido, decorrente da separação

das protéinas oxidadas do mosto quente. O material separado é denominado hot break.

Para auxiliar nessa separação, o mosto é inserido em novo recipiente, tangencialmente,

em altas velocidades, de forma que as forças centrífugas e centrípetas sejam

responsáveis pela precipitação destas partículas (CARRERA, 2015).

Em seguida, o mosto é resfriado até o nível adequado para as leveduras.Esse o

resfriamento deve ser o mais rápido possível, evitando efeitos indesejados de oxidação e

a produção de compostos sulfurados (PALMER, 2006).

1.2.2 Fermentação e Maturação

De forma resumida, a fermentação poderia ser considerada como a conversão de

açúcares em álcool, mas, essa é a apenas a atividade primária. O processo de

fermentação total é constituído por três fases:

• Fase de adptação: fase na qual as leveduras se adaptam às condições

apresentadas pelo mosto, analisando os estoques de nutrientes para

produzir as enzimas necessárias. Essa fase dura algumas horas (até 36h);

• Fase de atenuação: também conhecida como fase de fermentação

primária, é durante essa etapa que as leveduras começam a fermentação

de forma anaeróbia, transformando os açúcares fermentáveis em álcool e

produzindo CO2. Subprodutos de aroma e sabor indesejáveis são

gerados nessa etapa, mas podem ser reabsorvidos pelas próprias

leveduras na fase de condicionamento. Esta fase dura alguns dias, até 14

dias, dependendo do estilo da cerveja.

3 turbilhão; redemoinho

6

• Fase de condicionamento ou maturação: fase essencial para que os

sabores e aromas da cerveja se equilibrem. A maior parte dos açúcares já

foi consumida anteriormente, restando apenas aqueles de maiores

cadeias que são consumidos nesta etapa. Para melhorar as características

do sabor e do aroma, nesta fase é realizado um resfriamento da cerveja,

promovendo a sedimentação das leveduras e de componentes que se

ligam à protéinas, que são retiradas do líquido. Esta fase depende do

estilo da cerveja, podendo durar de 10 dias à anos.

Figura 4: Fases da Fermentação (PALMER, 2006).

Esta etapa é considerada a mais crítica do processo de produção de cerveja, uma

vez que, além da possibilidade de riscos da contaminação é a parte mais longa do

processo.

Há três principais fatores responsáveis pelo sucesso da fermentação: a

quantidade de levedura inoculada, a composição nutricional do mosto (suprimento de

oxigênio e nível de aminoácidos) e o controle das condições físicas do meio, sobretudo

da temperatura.

1.2.3 Envase

O processo de enchimento pode ser manual ou automático. As garrafas e barris

devem ser limpos antes do enchimento, com soluções de limpeza cáusticas e ácidas. Da

mesma forma que o enchimento, o processo de limpeza pode ser manual ou automático.

Depois do enchimento e fechamento, as garrafas de cerveja são pasteurizadas,

para isto elas são submersas em água quente durante um curto período de tempo e

7

depois são resfriadas. Posteriormente, as garrafas são etiquetadas e armazenadas,

estando prontas para distribuição e venda.

1.3 A importância da higienização na produção de cerveja

O processo de produção de cerveja, em sua natureza, é propenso à proliferação

de microorganismos devido à rica composição nutricional do mosto e aos fatores

favoráveis gerados pelas leveduras.

O longo processo de produção que se inicia desde a fervura do mosto até o

envase, considerando-se também, as semanas de fermentação em tanques, são

condições favoráveis para o desenvolvimento de microorganismos indesejáveis, tais

como bactérias e leveduras selvagens (STORGARDS, 2000).

A higienização dos maquinários, recipientes e outras superfícies, utilizados ao

longo do processo de produção de cerveja, são cruciais e afetam a qualidade do produto

final.

Na produção de alimentos e bebidas o CIP (Cleaning in Place) é um processo

muito importante e de elevado impacto em três aspectos estratégicos de qualquer

indústria, a saber: qualidade, ambiental e econômico.

Considerando o aspecto da qualidade, o CIP dentro do sistema produtivo tem

um papel essencial, pois se a limpeza for deficiente existem perigos microbiológicos e

químicos que podem comprometer a qualidade e até a segurança do produto.

No aspecto ambiental o CIP é relevante, pois o processo de limpeza é a maior

fonte de resíduos em processos produtivos, empregando a maior quantidade de água e

agentes químicos. Mas existem fatores tecnológicos no processo CIP que permite

reduzir a quantidade de água usada.

No que se refere ao aspecto econômico, o CIP é possivelmente o maior

contribuinte dos custos variáveis no processo produtivo, pois os custos dos recursos

empregados e do tratamento de efluentes é elevado, além de que os depósitos minerais

nos equipamentos reduzem a eficiência dos equipamento prejudicando o desempenho

produtivo (WALSTRA et al., 1999).

8

1.4 Objetivo

O presente trabalho tem como finalidade selecionar uma bomba centrífuga que

atenda as necessidades do sistema de higienização (central de CIP) existente no circuito

de envase de uma cervejaria, de larga escala, de modo a garantir uma adequada

sanitização dos equipamentos e tubulações, evitando contaminações no produto final.

Em seus objetivos secundários, este estudo pretende apresentar sugestões de

melhorias por intermédio da proposta da modificação de componentes do circuito.

Além de realizar uma análise dos ganhos decorrentes desta melhoria proposta.

1.5 Metodologia

A metodologia aplicada foi fundamentada na revisão bibliográfica em trabalhos

acadêmicos, artigos científicos e livros; na coleta de dados e na realização de cálculos

matemáticos. Foram realizados levantamentos bibliográficos referentes aos conceitos

de bombas industriais e CIP (clean-in-place) e analisadas as condições necessárias ao

seu bom funcionamento. Posteriormente, foi realizada uma análise do sistema de

operação da bomba.

O sistema em questão, faz parte do circuito de envase de uma grande cervejaria,

localizada em Campo Grande, no estado do Rio de Janeiro, sendo a bomba responsável

pelo escoamento de agentes de higienização das tubulações e tanques de uma linha de

envase. A partir dos dados fornecidos, pela cervejaria, referentes ao sistema de

bombeamento, foram calculados parâmetros fundamentais para a seleção da bomba

adequada.

Por fim, foi proposta melhoria no sistema de envase por intermédio da

modificação de componentes do circuito e apresentada análise dos ganhos de tal

melhoria.

Figura 5: Vista aérea da cervejaria (Fonte: www.tyba.com.br).

9

2 Bombas: Conceitos Gerais As equações e imagens utilizadas neste capítulo têm como fonte de referência o

livro “Bombas Industriais” (DE MATTOS; DE FALCO, 1998).

2.1 Propriedades dos fluídos

2.1.1 Massa específica (𝝆)

A massa específica de uma substância é definida como a quantidade de massa

que ocupa uma unidade de volume. Adotaremos a unidade kg/m³ para essa propriedade

nesse trabalho.

2.1.2 Peso específico (𝜸)

O peso específico do fluido é definido como a razão entre o peso de uma

substância e a unidade de volume, ou, numa definição correta, é a força, por unidade de

volume, exercida em um corpo do massa específica 𝜌 submetido a uma aceleração igual

à da gravidade g (𝑚/𝑠!):

𝛾 = 𝜌𝑔 (1)

A unidade dessa propriedade é 𝑁/𝑚!.

2.1.3 Densidade relativa (𝒅𝒓𝒆𝒍)

A densidade relativa é a razão entre a massa específica de uma determinada

substância e a massa específica de uma substância em uma condição padrão. Para o

cálculo da densidade relativa de líquidos e sólidos, a substância utilizada é a água.

A densidade relativa será calculada tendo como referência a água a 20°C (68°F)

- recomendada pela ISO -, nessas condições, sua massa específica é de 998,2 kg/m³ que,

para fins de engenharia, pode ser aproximada para 1000 kg/m³.

Essa é uma propriedade é adimensional.

2.1.4 Viscosidade absoluta ou dinâmica (𝝁)

A viscosidade é a resistência oposta pelas camadas líquidas ao escoamento

recíproco. A sua unidade no SI é Pa.s.

10

2.1.5 Viscosidade cinemática (𝝂)

Constitui a razão entre a viscosidade absoluta µ e a massa específica ρ:

𝜈 = 𝜇/𝜌 (2)

A unidade dessa propriedade no SI é 𝑚!/𝑠.

2.1.6 Pressão de vapor (𝑷𝑽)

Em sua definição, pressão de vapor é a pressão exercida por um vapor quando

este está em equilíbrio termodinâmico com o líquido que lhe deu origem. Em outras

palavras, é a pressão na qual coexistem as fases líquidas e gasosas para uma

temperatura abaixo da temperatura crítica (na qual coexistem as duas fases).

Essa propriedade também serve de medida da tendência de evaporação de um

líquido. Desse modo, se a pressão absoluta em qualquer ponto do sistema de

bombeamento for igual ou inferior à pressão de vapor do líquido na temperatura de

operação, o líquido vaporizará e ocorrerá um fenômeno chamado cavitação.

2.2 Escoamento de fluídos em tubulações

2.2.1 Número de Reynolds (Re)

O número de Reynolds é a relação entre força de inércia e a força devido à

viscosidade do fluido. Ele permite classificar o escoamento em laminar e turbulento e é

adimensional, pode ser calculado pela equação abaixo:

𝑅𝑒 = ! ! !!

(3)

onde: D – diâmetro interno da tubulação e V – velocidade escoamento do

fluído. Enquanto as propriedades ρ e µ foram definidas anteriormente nas seções 2.1.1 e

2.1.4, respectivamente.

2.2.2 Classificação do escoamento

2.2.2.1 Escoamento laminar

Para Re < 2000, o escoamento é caracterizado como laminar. Nesse tipo de

11

escoamento, o fluido parece mover-se em finas camadas paralelas de líquido e as

velocidades em cada ponto são invariáveis em direção e grandeza (Figura 6).

Figura 6: Escoamento laminar - distribuição de velocidade (MATTOS, DE FALCO, 1998).

2.2.2.2 Escoamento turbulento

Para Re > 4000, o escoamento é caracterizado como turbulento. Nesse tipo de

escoamento, o fluido movimenta-se de maneira irregular, isto é, as partículas movem-se

em todas as direções com velocidades variáveis, para cada ponto há uma velocidade

com direção e grandezas diferentes.

Figura 7:Escoamento turbulento - distribuição de velocidade (MATTOS, DE FALCO, 1998).

Nota-se a existência de uma faixa crítica entre 2000<Re<4000. Entretanto, não

deve ser motivo de preocupação, uma vez que o regime desta faixa é caracterizado

como turbulento, com exceção de velocidades de escoamento muito baixas e/ou o

fluidos muitos viscosos, que são caracterizados em regime laminar dentro desta faixa.

2.2.3 Teorema de Bernoulli

O teorema de Bernoulli pode ser considerado como um caso particular do

príncipio de conservação de energia, relacionando variações de velocidade e de altura

ao longo da linha de corrente.

Cabe destacar que para utilizar esse teorema é preciso que o escoamento esteja

em regime permanente, seja incompressível, seja reversível (sem atrito) e ocorra ao

longo de uma linha de corrente. Aplicando essas considerações, chegamos à seguinte

12

equação que define o teorema:

Z! + !!!+ !!

!

! != Z! + !!

!+ !!

!

! != constante (4)

Na dedução da equação acima, foi considera a hipótese de um líquido ideal.

Porém, o teorema de Bernoulli pode ser adaptado aos líquidos reais, caso sejam

consideradas as perdas de carga (h!). Isto representa a perda de energia devido ao

trabalho do atrito, viscosidade e turbilhonamento no deslocamento entre pontos:

Z! + !!!+ !!

!

! != Z! + !!

!+ !!

!

! !+ h! (5)

2.2.4 Perda de carga (𝒉𝒇)

A perda de carga total representa a energia por unidade de peso perdida no

trecho de tubulação em estudo. Podemos desmembrar este valor em perda de carga

normal (ℎ!") - aquela que ocorre nos trechos retos de tubulação - e a perda localizada

(ℎ!") - aquela que se verifica em acessórios (válvulas, joelho, curvas, etc) :

ℎ! = ℎ!" + ℎ!" (6)

2.2.4.1 Perda de carga normal (ℎ!")

A perda de carga no regime turbulento é tratada de forma teórico-experimental

devido a sua complexidade (flutuações de velocidade, variação de viscosidade...) e

usamos a função determinada por Darcy Weisbach:

ℎ!" = 𝑓 !!!!

! ! (7)

onde:

f – coeficiente de atrito (adimensional); L – comprimento reto de tubulação (m);

D – diâmetro interno da tubulação (m); V – velocidade de escoamento do fluído (m/s)

No regime laminar, o coeficiente de atrito de equação 7 pode ser determinado

pela seguinte fórmula:

𝑓 = !"!"

(8)

13

Para o escoamento turbulento, o fator f pode ser determinado pelo Ábaco de

Moody (Figura 8) e é função da rugosidade relativa (ϵ/D) - relação entre a rugosidade

da tubulação e o seu diâmetro - e o número de Reynolds (Re).

Figura 8: Ábaco de Moody (Fonte: www.it.wikipedia.com)

É importante observar que para escoamentos completamente turbulentos, as

linhas correspondentes à rugosidade relativa (ϵ/D) tornam-se horizontais e, portanto,

independem do número de Reynolds.

2.2.4.2 Perda de carga localizada (ℎ!")

Como anterirmente descrito, as perdas de carga localizadas são aquelas

referentes à distúrbios locais do fluxo ao passar por acidentes. No caso das tubulações

de grande extensão estas perdas podem ser desprezíveis em relação à perda normal.

Entretanto, nos demais casos, elas são representativas.

Há dois métodos pelos quais podemos determinar a perda de carga local: método

direto e método do comprimento.

1) Método Direto

Neste método a perda de carga localizada pode ser determinada através da

14

seguinte fórmula:

ℎ!" = 𝐾 !!

! ! (9)

onde, K corresponde a um coeficiente experimental tabelado para cada tipo de

acidente e suas variações. Se compararmos a equação 9 à 7, notamos que K é um valor

representativo da influência do coeficiente de atrito.

2) Método do Comprimento Equivalente

Esse método consiste em fixar um valor de comprimento reto de tubulação

correspondente a perda de carga causada por um determinado acidente.

Os valores de comprimento equivalente são tabelados de acordo com o diâmetro

nominal da tubulação e com o acidente/acessório em questão.

As tabelas a seguir, apresentam os valores mencionados:

Tabela 1: Comprimentos equivalentes para diferentes entradas e saídas (MATTOS, DE FALCO, 2008).

15

Tabela 2: Comprimento equivalente para joelhos, curvas e T's (MATTOS, DE FALCO, 2008).

Tabela 3: Comprimento equivalente para válvulas (MATTOS, DE FALCO, 2008).

16

Uma vez obtidos (através das tabelas acima), todos os comprimentos

equivalentes dos (n) acessórios de uma tubulação, a perda de carga total pode ser

calculada como se fosse constituída de único trecho reto, usando-se as seguintes

equações:

𝐿!"!#$ = 𝐿!"#$ + 𝐿𝑒!!!!! (10)

ℎ! = 𝑓 !!"!#$!

!!

! ! (11)

2.3 Definição, classificação e características gerais de bombas

2.3.1 Definição

Segundo BRASIL (2010), “bombas são máquinas geratrizes cuja finalidade é

realizar o deslocamento de um líquido por escoamento”. Entretanto, a definição mais

completa, foi descrita por De Mattos e De Falco, 1998, na qual “bombas são máquinas

operatrizes hidráulicas que conferem energia ao líquido com a finalidade de

transportá-lo de um ponto para outro obedecendo às condições do processo”.

2.3.2 Classificação

Os principais tipos de bomba podem ser classificadas com base na forma com

que é feita a transformação do trabalho em energia hidráulica e na forma como essa

energia é transmitida ao fluído:

Figura 9: Classificação de bombas (MATTOS, DE FALCO, 1998).

2.3.3 Características das bombas

Nesta seção, serão abordadas as características dos dois principais tipos de

bombas - as dinâmicas e as volumétricas.Serão apresentadas também, as características

17

mais específicas das bombas centrífugas, por ser a bomba escolhida para aplicação neste

trabalho.

2.3.3.1 Turbobombas ou bombas dinâmicas

Segundo De Mattos e De Falco, 1998, bombas dinâmicas ou turbobombas “são

máquinas nas quais a movimentação do líquido é produzida por forças que se

desenvolvem na massa líquida, em conseqüência da rotação de uma roda (impelidor)

com um certo número de pás especiais.[...]”

A diferança entre os diversos tipos de turbobombas por ser realizada de duas

formas: a forma como o impelidor transmite energia ao fluido e a direção e sentido do

fluído ao sair do rotor. Um dos exemplos deste tipo de bomba é a bomba centrífuga.

Nas bombas centrífugas, a energia é fornecida ao líquido, primeiramente, sob a

forma cinética (puramente centrífuga, de arrasto ou uma combinação de ambas) e

posteriormente, em grande parte, convertida em energia de pressão. Dentre as bombas

centrífugas, destacam-se às radiais - objeto de estudo deste trabalho - que são

empregadas para fornecer uma alta carga à vazões relativamente baixas.

Figura 10: Esquema de bomba centrífuga radial (Fonte: www.nuclear-power.net).

18

2.3.3.2 Volumétricas ou de deslocamento positivo

Conforme De Mattos e De Falco, 1998, bombas volumétricas ou deslocamento

positivo “são aquelas em que a energia é fornecida ao líquido já sob a forma de

pressão, não havendo, portanto a necessidade de transformação como no caso das

bombas centrífugas. Assim sendo, a movimentação do líquido é diretamente causada

pela movimentação de um órgão mecânico [...]”

Uma das características mais importantes desse tipo de bomba é que sua vazão

média é constante independentemente do sistema na qual atuem.

Figura 11: Bombas volumétricas (Fonte: www.ebah.com.br).

2.4 Curvas características das bombas Curvas características de bombas são, normalmente, fornecidas pelos

fabricantes. Uma representação das curvas em conjunto pode ser observadas a seguir:

Figura 12: Curvas características das bombas (MATTOS, DE FALCO, 1998).

19

2.4.1 Curva da carga (H) x Vazão (Q)

Essa curva representa a variação da carga - head (H) - fornecida pela bomba em

função da vazão. Sendo head definido como a energia por unidade peso que a bomba

tem condições de fornecer ao fluido para uma determinada vazão.

2.4.2 Curva de potência absorvida (𝐏𝐨𝐭𝐚𝐛𝐬) x Vazão (Q)

Essa curva representa a potência absorvida pela bomba do acionador em função

da vazão. A fórmula para calcular a potência absorvida é dada por:

𝑃𝑜𝑡!"# = ! ! !!" !

(12)

onde: 𝑃𝑜𝑡!"# está em CV e 𝜂 é o rendimento da bomba.

Podemos, também, descrever a potência útil cedida ao fluido (𝑃𝑜𝑡!), a equação

para encontrar esse valor é:

𝑃𝑜𝑡! = ! ! !!"

(13)

2.4.3 Curva de rendimento total (𝜂) x Vazão (Q)

O rendimento total pode ser interpretado de duas maneiras, como o produto do

rendimento hidráulico, do volumétrico e do mecânico ou como a razão entre a potência

útil cedida ao fluído e a potência absorvida pela bomba. Essa segunda é expressa sob a

fórmula:

𝜂 = !"#!!"#!"#

(14)

2.5 Características do sistema

2.5.1 Altura manométrica total (H)

A energia por unidade de peso solicitada pelo sistema a uma bomba em função

de sua vazão é a altura manométrica do sistema. Essa energia requerida é diferente para

cada vazão e pode ser calculada pela diferença entre a altura manométrica de descarga

20

(Hd) e a altura manométrica de sucção (Hs), que podem ser definidas, respectivamente,

como a quantidade de energia por unidade de peso que deve existir no flange de

descarga e a quantidade de energia por unidade de peso disponível no flange de sucção.

𝐻 = 𝐻! − 𝐻! (15)

Figura 13: Sistema de bombeamento (MATTOS, DE FALCO, 1998).

2.5.2 Altura manométrica de sucção (Hs)

A altura manométrica de sucção representa a energia manométrica por unidade

de peso existente no flange de sucção. Ela pode ser calcula de duas maneiras, a que nos

interessa nesse trabalho, é a aplicação do Teorema de Bernoulli entre um ponto na

superfície do reservatório de sucção e o flange de sucção da bomba, isto é, a energia por

unidade de peso num ponto da sucção subtraída pelas perdas na linha de sucção.

Figura 14: Linha e reservatório de sucção (MATTOS, DE FALCO, 1998).

𝐻! = Z! + !!!− h!" (16)

21

onde: Zs é a altura estática de sucção; P! é a pressão manométrica no reservatório

de sucção e h!" é a perda de carga na linha e acessórios de sucção.

2.5.3 Altura manométrica de descarga (Hd)

A altura manométrica de descarga representa a energia manométrica por unidade

de peso que deve existir no flange de descarga para que o liquído atinja seu ponto final

no processo de bombeamento. Analogamente ao descrito na seção anterior, há duas

formas de se calcular Hd. E, novamente, a que nos interessará, é aquela da aplicação do

teorema de Bernoulli a um ponto no flange de descarga e um ponto na superfície do

líquido no reservatório de descarga. Neste caso, as perdas de carga devem ser

adicionadas à energia por unidade de peso e a fórmula de cálculo utilizada sera a

equação 17.

Figura 15: Linha e reservatório de descarga (MATTOS, DE FALCO, 1998).

𝐻! = Z! + !!!+ h!" (17)

A partir das equações indicadas para cálculo de Hd e Hs, nas seções 2.5.2 e

2.5.3, respectivamente, encontramos a seguinte equação para a altura manométrica total

do sistema:

H = (Z! − Z!)+ !!!!!!

+ (h!" + h!") (18)

22

2.5.4 Determinação da curva do sistema

A curva do sistema mostra a variação da altura manométrica total com a vazão e

é ascendente de maneira contrária à curva da bomba vista anteriormente.

Para obter essa curva, arbitram-se seis valores de vazão, que representam a

quantidade minima de pontos necessários para delimitação de uma curva. Assim sendo

um deles deve ser a vazão nula e outro a vazão de operação desejada. Os outros quatro

pontos deverão ser distribuidos igualmente entre vazões acima e abaixo da desejada.

Figura 16: Curva do sistema (MATTOS, DE FALCO, 1998).

[ (Z! − Z!)+ !!!!!!

] (𝟏)+ [h!" + h!"] (𝟐)

onde:

(1) H estático não varia com a vazão

(2) H fricção = f(Q)

2.6 Determinação do ponto de operação

O ponto de operação da bomba corresponde ao ponto de interseção entre a curva

do sistema e a curva característica da bomba. Com este ponto é possível descobrir a

vazão de operação e, por conseguinte, a potência e o rendimento da bomba, verificando

o ponto correspondente a essa vazão nas respectivas curvas características.

23

Figura 17: Ponto de Trabalho (MATTOS, DE FALCO, 1998).

É necessário ressaltar que o ponto de trabalho pode ser modificado com

alterações na curva do sistema ou na curva da bomba. Analisaremos os fatores que

modificam a curva do sistema, pois isso nos interesserá mais a frente.

2.7 Fatores que modificam a curva do sistema

Analisando rapidamente a equação 18, verificamos que são vários os fatores que

influenciam na altura manométrica, a saber:

• a natureza do líquido;

• a temperatura do líquido;

• as alturas estáticas dos reservatórios;

• as pressões dos reservatórios; e

• características da tubulação e seus acessórios.

2.7.1 Influência de alterações nas linhas de sucção e descarga

A alteração nas linhas mais comum é realizada através do estrangulamento

(fechamento parcial) da válvula de descarga. Isso aumenta a perda de carga, fazendo a

curva do sistema se deslocar para esquerda. Um fechamento total de válvula, resultaria

24

em uma curva vertical, logo uma vazão nula.

Figura 18: Variação da curva do sistema (MATTOS, DE FALCO, 1998).

Caso o fechamento fosse feito numa válvula de sucção, observaríamos o mesmo

comportamento, porém este tipo de procedimento é desaconselhado por influenciar nas

condições de sucção, podendo gerar o fenômeno da cavitação.

2.8 Cavitação Como citado anteriormente, na seção 2.1.6, o fenômeno da cavitação ocorre

quando a pressão absoluta em qualquer ponto do sistema de bombeamento atinge

patamar igual ou inferior à pressão de vapor desse líquido na temperatura de

bombeamento. Parte desse líquido vaporiza e gera bolhas no escoamento. Supondo que

as bolhas continuem em trânsito e, atinjam uma zona de pressão superior à de

vaporização, elas colapsarão, retornando à forma líquida, porém o volume específico do

líquido é menor do que o do vapor, o que implicará a formação de um vazio,

favorecendo o aparecimento de ondas de choque.

Particularmente, nas bombas centrífugas, a região de mínima pressão, crítica

para cavitação, é a entrada (olho) do impelidor, pois o fluido ainda não recebeu energia

do impelidor e teve a sua energia reduzida devido às perdas de carga na linha de sucção

e na entrada da bomba. Em caso de formação de bolhas nessa região, elas serão

colapsadas no ponto onde a pressão for novamente maior que a pressão de vapor,

provavelmente no canal do impelidor ou, posteriormente, na entrada voluta ou canal de

pás difusoras, dependendo do tipo de bomba.

25

A cavitação ocasiona o aumento de ruído e vibração provocados pela

instabilidade gerada pelo colapso das bolhas, além de alterar as curvas características e

danificar o equipamento.

A turbulência, gerada pelo fenômeno, somada à diferença de volume específico

entre as fases influenciam no desempenho da bomba, causando uma queda brusca na

curva de eficiência e de head da bomba, como ilustrado na figura 19.

Essa queda irá definir um novo ponto de trabalho, que passar à ser o ponto 2 e

não mais o ponto 1, conforme figura a seguir.

Figura 19: Efeito cavitação (MATTOS, DE FALCO, 1998).

2.8.1 Equacionamento da cavitação

Nesta seção determinaremos as condições a serem satisfeitas para evitar a

ocorrência da cavitação. Desse modo, usaremos os conceitos de NPSH (Net Positive

Suction Head).

2.8.1.1. NPSH disponível

O NPSH disponível deve ser interpretado, fisicamente, como a energia absoluta

por unidade de peso existente no flange de sucção, acima da pressão de vapor do líquido

nas condições de bombeamento.

O NPSH disponível pode ser obtido através da seguinte equação:

26

NPSH! = H! + !!!!!!

(19)

Sabemos que há duas maneiras de calcular a altura manométrica de sucção e que

apenas uma nos interessará neste trabalho. Dessa forma, a equação 19 poderá ser

reescrita como:

NPSH! = (!"!± Z! − h!") + !!!!!

! (20)

Nota-se o decréscimo do NPSH disponível com a perda de carga, que por sua

vez é diretamente proporcional ao aumento de vazão.

Figura 20: Curva NPSH disponível x Vazão (MATTOS, DE FALCO, 1998).

2.8.1.2. NPSH requerido

O NPSH requerido é interpretado, fisicamente, como a quantidade mínima de

energia absoluta por unidade de peso acima da pressão de vapor que deve existir no

flange de sucção para que não haja cavitação. É uma função da velocidade e,

consequentemente, da vazão.

Normalmente, é fornecida pelo fabricante sob forma de curva, como a seguir

ilustrada.

Figura 21: Curva NPSH requerido x Vazão (MATTOS, DE FALCO, 1998).

27

2.8.2 Critérios de avaliação das condições de cavitação

Dadas as definições dos NPSHs, para não haver cavitação, faz-se necessário que

o NPSH disponível seja maior ou igual ao NPSH requerido. Ao selecionar bombas,

deve-se calcular o NPSH disponível na vazão de operação pretendida e fornecer esse

dado aos fabricantes, para que as bombas sugeridas tenham NPSH requerido menor do

que o disponível, evitando a ocorrência do fenômeno em questão.

Na prática, a margem de segurança utilizada é de 0,6 m de líquido. Estabelecida

a margem, a condição ideal para que não haja cavitação é:

NPSH! ≥ NPSH! + 0,6𝑚 𝑑𝑒 𝑙í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 (21)

A partir da interseção das curvas apresentadas para o NPSH disponível e NPSH

requerido é possível determinar a vazão máxima de uma bomba que corresponde ao

início da cavitação e queda nas curvas características.

Figura 22: Vazão máxima para efeito de cavitação (MATTOS, DE FALCO, 1998).

28

3 Sistema CIP: Conceitos e Projeto Mecânico 3.1 O conceito Clean-in-Place (CIP)

Em 1985, foi publicado o Manual de Segurança Química da NDA (National

Dairyman’s Association) e nele a definição de Clean-in-Place: “A limpeza de todos os

itens de uma planta ou circuito de tubulação sem desmontar ou abrir equipamentos,

com pouco ou nenhum envolvimento por parte do operador. O processo envolve o

jateação de superfícies por intermédio de spray ou a circulação de soluções de limpeza

através da planta sob condições de alta turbulência e velocidade de fluxo.” (TAMIME,

2008).

Foi criado, desta maneira, um conceito de higienização que não requer o

desmonte de equipamentos, reduzindo o tempo de inatividade de produção devido à

limpeza das instalações e sendo, por isso, rapidamente aceito e aderido pelas indústrias

de bebidas e alimentícias. Em contrapartida, tal método exige a composição de um

sistema com uma quantidade mínima de componentes, que associados possibilitam a

higienização sem o desmonte. A associação desses equipamentos formam o sistema de

higienização chamado CIP.

O sistema CIP, enquanto método, considera todos os parâmetros operecionais

essenciais para o sucesso de um procedimento de limpeza:

1) Tempo: quanto maior o espaço de tempo que a solução química fica em

contato com a sujeira, maior a taxa de remoção da mesma. Um acréscimo de

tempo no ciclo CIP reduz a necessidade de concentração do detergente.

2) Temperatura: a solubilidade da sujidade aumenta com a temperatura,

facilitando sua remoção.

3) Agentes químicos: agem sobre a sujidade, aumentando a velocidade de

remoção

4) Força mecânica: ajuda na remoção de sujidade, diminuindo a necessidade

dos outros fatores.

29

Figura 23: Forças agindo sobre a sujeira (Fonte: TetraPak Handbook)

3.2 O Sistema Clean-in-Place (CIP)

Serão apresentados diversos aspectos do sistema CIP, destacando-se: seus

componentes, os tipos de sistema existente, as fases de um ciclo, bem como suas

vantagens e desvantagens.

3.2.1 Componentes do Sistema CIP

Os componentes básicos requeridos por um sistema CIP estão listados abaixo:

1) Unidade CIP: refere-se ao tanque de armazenamento do fluído destinado à

higienização. A quantidade de unidades CIP depende dos diferentes tipos de químicos

utilizados em uma dada higienização e do tipo de sistema empregado. A capacidade

desses tanques é estabelecida de acordo com o volume e área superficial dos tanques e

tubulações de produção que se deseja higienizar. No estudo de caso abordado neste

trabalho, há três unidades de CIP.

2) Bombas de Solução: são responsáveis pela circulação dos fluídos.

Geralmente, utilizam-se bombas centrifugas radiais para tal serviço. A seleção da

bomba depende da vazão requerida que é diretamente proporcional ao fator de sujidade

dos líquidos normalmente bombeados na instação produtiva.

3) Sistemas de tubulação

4) Aspersores: são os elementos que permitem a jateação da solução química

nas superfícies que necessitam ser higienizadas, sendo, portanto, os responsáveis pela

ação mecânica que elimina inscrustações. Cada aspersor possui especificações de

30

projeto – normalmente, a pressão e a vazão de trabalho - que devem ser respeitadas e

para o dimensionamento das bombas, como será observado adiante. Existem vários

tipos de aspersores, citaremos os dois tipos utilizados nesse trabalho: o sprayball, o mais

comum dos aspersores e amplamente utilizado nas indústrias e os rotativos (figura

abaixo).

Figura 24: Sprayball e sprayball rotativo. (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen).

Como citado na seção 3.1, existe uma quantidade mínima de componentes que

integram o sistema CIP já descritos. Entretanto, de acordo com as especificidades de

cada projeto, podem ser adicionados outros componentes, complementando o sistema

e/ou aumentando a sua funcionalidade. Um exemplo usual disto é a automação dos

sistemas CIP, na qual são instalados sensores, atuadores e controladores.

3.2.2 Fases do Sistema CIP

As fases a seguir descritas caracterizam um ciclo “típico” do sistema CIP.

Entretando, dependendo da especificidade do sistema e da higienização requerida, elas

poderão sofrer alterações (PALMOWSKI, 2005).

1) Remoção de resíduos pesados: essa fase é, geralmente, incorporada na

fase de pré-enxague. Podem ser usados fluidos como ar, mas

comumente utiliza-se água.

2) Pré-enxague: normalmente, usa-se água de recuperação da fase de

enxague intermediário (enxague após a passagem de soda caústica) ,

contendo um pouco de solução alcalina para remover os resíduos

pouco aderentes, reduzindo a quantidade de sujeira a ser removida na

fase principal.

3) Limpeza principal: é responsável pela remoção da maior parte dos

31

resíduos e microorganismos aderidos às superfícies e é divida em sub-

fases, permitindo o uso de diversos agentes químicos. As sub-fases

mais comuns são a circulação de soda caústica (solução alcalina),

seguida de enxague utilizando água à temperatura ambiente ou quente

(etapa conhecida como enxague intermediário). E, subsequentemente,

pode haver uma etapa de solução ácida, seguida de novo enxague.

4) Desinfecção: essa fase reduz o número de microorganismos. Durante

esse passo, pode ser usada água com biocidas oxidantes ou água

quente.

5) Enxague final: fase final para remover possíveis resíduos de agente

desinfectantes e a qualidade da água é crítica de forma a evitar novas

contaminações.

Neste estudo, o ciclo de CIP é constituido por quatro etapas: pré-enxague,

limpeza principal (utilizando, apenas, solução alcalina), desinfecção (utizando água

quente @80ºC) e o enxague final.

3.2.3 Tipos de Sistema CIP

Um sistema CIP pode ser classificado de diferentes formas.

A primeira classificação está relacionada ao porte e a mobilidade do CIP. Há

CIPs móveis, que são de pequeno porte, e as centrais CIPs, que são fixas e de grande

porte. Enquanto os CIPs móveis possuem uma estrutura simples e restrita, higienizando

apenas um tanque por vez, geralmente, com apenas um agente químico, as centrais CIP

representam as estruturas mais completas de higienização, podendo executar lavagens

simultanêas em diferentes tanques, além de possibilitar a utilização de mais de uma

solução química.

A segunda, diz respeito à automação do sistema. Existem dois tipos de sistemas:

os automáticos e os manuais. Em sistemas automáticos, todas as etapas do processo,

após seu acionamento, são conduzidas automaticamente, sem qualquer necessidade de

envolvimento humano. Já nos CIP manuais, todo o processo é realizado por meio de um

operador.

E por fim, podemos classificar os sistemas CIP quanto ao modo de utilização das

soluções de limpeza em: sistema de uso único, de recuperação parcial e de recuperação

32

total (TAMIME, 2008). No sistema de uso único, todos as fases do processo de limpeza

são descarregados diretamente no esgoto. Já nos sistemas de recuperação, é feita a

reutilização de recursos. Enquanto no sistema de recuperação parcial, o detergente

diluído é recuperado durante o processo, porém despejado ao fim do ciclo completo; no

sistema de recuperação total, a solução química diluída é guardada ao fim de um ciclo

completo, para ser usada como pré-lavagem de um próximo ciclo.

Neste estudo, o sistema em questão é uma central CIP automática de recuperação

total e pode ser representada pelo esquema abaixo:

Figura 25: Sistema CIP de recuperação total (full recovery) (TAMIME, 2008).

3.2.4 Vantagens e Desvantagens do Sistema CIP

As principais vantagens do sistema CIP: redução do tempo utilizado na

higienização e, consequente, aumento de sua eficiência e do tempo produtivo, redução

de geração de efluentes, rápido retorno de investimento, uso reduzido da água,

diminuição do consumo de sanitizantes devido ao uso de detergentes mais concentrados

e segurança da operação. Em contrapartida, verificam-se algumas desvantagens, das

quais destacam-se: alto custo de instalação, interrupção total em caso de mau

funcionamento e dificuldade de diagnosticar problemas.

33

3.3 Projeto Mecânico de um Sistema CIP

O dimensionamento de um sistema CIP eficiente envolve diferentes etapas. É

necessário planejar os ciclos e seus tempos, o tamanho e o material dos equipamentos, a

escolha da bomba, do aspersor e dos agentes químicos.

Dentre todos os passos, o crucial é a escolha da bomba, pois um bombeamento

ineficiente na higienização CIP gera a maior parte dos problemas, segundo Tamime,

2008, além do tempo excedente de um ciclo, desperdício de detergentes e uso excessivo

de energia. Nessa perspectiva, buscando atuar sobre a principal causa dos problemas de

um sistema CIP, este trabalho abordará os aspectos necessários para a seleção da bomba

ideal.

De modo à escolher a bomba correta, que forneça uma boa ação mecânica por

intermédio do escoamento de fluido nas superfícies, faz-se necessário a idealização de

um modelo de higienização que satisfaça as demandas sanitárias. O mais adequado

provém dos princípios e teorias de escoamentos internos (tubulações) e externos

(superfícies “livres” - tanques), estudados na mecânica dos fluidos.

Em sistemas de escoamento interno – fluido escoando dentro de tubulações, o

dimensionamento deve ser feito de modo a garantir um escoamento turbulento, com Re

> 4000 e velocidades maiores que 1,5 m/s (TAMIME, 2008). Quanto maior for o fluxo

turbulento, melhor a ação mecânica, isto devido a um decaimento brusco de velocidade

das partículas em regiões próximas à parede, que indicam uma tensão de cisalhamento

elevada.

Figura 26: Comportamento de escoamentos (TAMIME, 2008).

Para sistemas de escoamento externo, o principal tipo a ser abordado, em termos

de higienização, é escoamento vertical induzido pela gravidade. Especificamente, neste

34

caso, foram realizados diversos experimentos, conduzidos por engenheiros da empresa

Johnson Diversey, para determinar o modelo adequado de escoamento pela superfície, a

fim de se obter uma ação mecânica suficiente para a higienização (FORNI, 2007).

Por meio das observações experimentais, demonstrou-se que a ação mecânica

suficiente para a remoção das partículas sólidas é obtida quando a espessura mínima de

fluido ao longo da superfície do tanque é de 2 mm.

Figura 27: Espessura de fime em escoamento vertical (TAMIME, 2008).

Baseando-se nessa constatação, formulou-se a seguinte equação para se obter

uma vazão que forneça uma camada de 2 mm de fluido:

Q!"# = 𝐷! 𝜋 𝐹! (22)

onde: Q!"# é a vazão requerida(L/min); 𝐷! é o diâmetro do tanque; 𝐹! é o

fator de sujidade (L/m.min).

O fator de sujidade tem valores pré-estabelecidos, de acordo com as suas

condições. São eles:

• Fs = 27 (baixas condições de sujidade)

• Fs = 30 (médias condições de sujidade)

• Fs = 32 (altas condições de sujidade)

• Fs = 35 (altas condições de sujidade limpas com ácido)

35

A vazão requerida nos tanques é fornecida pelo aspersor. Para a realização dos

experimentos, os engenheiros de Johnson Diversey usaram um aspersor com furação

apenas na metade superior. Nessa perspectiva, quando o dispositivo aspersor é

completamente furado (360º), deve-se corrigir a equação, multiplicando a equação por 2

(FORNI, 2007).

Uma vez calculada a vazão, basta selecionar o modelo de aspersor mais

adequado, verificando o alcance deste elemento. Quando o alcance for muito maior que

o raio do tanque o jato irá pulverizar nas paredes do tanque, causando ineficiência de

higienização. Por outro lado, quando o alcance do aspersor for muito menor que o raio

do tanque, o jato não atingirá adequadamente a superfície do tanque (FORNI, 2007).

Figura 28: Alcance de Asperores (TAMIME, 2008).

Por fim, após o cálculo da vazão requerida e do aspersor, deve-se calcular as

perdas de carga do sistema e o head necessário, usando a literatura descrita no capítulo

de bombas deste trabalho. Com essas informações, selecionamos a bomba ideal a partir

do catálogo de um fornecedor.

36

4 Estudo de Caso

Conforme descrito anteriormente, todas as etapas do processo de produção de

cerveja são passiveis de contaminação e de incrustações. As contaminações originadas

na fase de envase, também chamadas secundárias, representam 50% da contaminação

em cervejarias (TAMIME, 2008). Deste modo, torna-se evidente que a utilização de um

sistema CIP na fase de envase é uma medida de higienização necessária para evitar a

contaminação do produto final e assegurar sua qualidade.

Dada importância do assunto, escolheu-se, neste trabalho, abordar o

dimensionamento de uma bomba de um sistema CIP existente em uma cervejaria do Rio

de Janeiro. Além disso, com a finalidade de enriquecer o trabalho, foi proposta uma

melhoria a partir da troca do aspersor, visando economia energética para a planta.

O primeiro desafio foi encontrar a vazão e aspersor adequados às necessidades

sanitárias do circuito de envase. Em seguida, os cálculos seguiram a literatura de

bombas.

4.1 Análise do sistema

O sistema de higienização aqui estudado é do tipo central CIP automática de

recuperação total, composta de três unidades CIP (um tanque com água à temperatura

ambiente, um com água de arrasto e um com solução alcalina NaOH 5%) e uma única

bomba. A central é usada para a higienização de uma linha de envase de uma cervejaria

de grande escala, que possui uma enchedora contendo apenas um aspersor.

Figura 29: Esquema da Central CIP da Cervejaria.

37

O CIP opera em quatro etapas, com duração total de cinquenta e cinco minutos:

• Enxague: água de arrasto @25ºC – duração: 5 minutos.

• Limpeza Principal: solução alcalina – duração: 25 minutos.

• Desinfecção: água quente @80ºC – duração: 15 minutos.

• Enxague Final: água @25ºC – duração: 10 minutos.

Na fase de enxágue, a água de arrasto é liberada de seu tanque CIP pelo

desbloqueio de válvula, é bombeada pela tubulação de descarga e é jateada nas paredes

internas da enchedora pelo aspersor, retornando ao tanque CIP correspondente para

recircular até que termine o tempo dessa fase. Deste modo, os resíduos mais pesados e

pouco aderentes são removidos. Ao final desta fase, o tanque é drenado.

Na fase de limpeza principal, a soda caústica percorre o mesmo circuito que a

água de arrasto na fase de enxague, removendo a maior parte dos resíduos e

microorganismos aderidos à superfície. Ao final da etapa, o tanque com solução é

totalmente descartado e preenchido novamente com solução alcalina nas devidas

proporções.

Na fase de desinfecção, água à temperatura ambiente sai do tanque CIP

correspondente e é recirculada ao tanque, em um circuito menor, com auxílio de uma

bomba, passando por um trocador de calor a placas com vapor até chegar à temperatura

de 80ºC. Quando o setpoint (temperatura de 80ºC) é alcançado, o fluído é liberado para

percorrer o circuito maior, passando pela tubulação de descarga, sendo jateado nas

paredes da enchedora e retornando ao tanque CIP destinado à água de arrasto, onde é

armazenado para o próximo ciclo. É necessário ressaltar que existe a potência extra do

circuito secundário de aquecimento, porém esta não entra nos cálculos de seleção da

bomba de avanço.

Na fase de enxague final, água à temperatura ambiente sai do tanque CIP

correspondente, circula pela tubulação de descarga e pelas paredes internas da

enchedora e retornando ao tanque CIP correspondente para recirculação. Terminado os

10 minutos de enxague, o tanque é totalmente descartado, uma vez que a qualidade da

água é crucial nesta etapa, devendo remover os possíveis resíduos de agentes químicos e

evitando novas contaminações.

38

Figura 30: Vista Superior da planta da cervejaria.

Figura 31: Esquema simplicado do sistema de bombeio.

39

Para a realização dos cálculos, levou-se em conta características do sistema e

premissas de operação e de projeto.

4.2 Premissas

As premissas são essenciais para efetuação de cálculos, visando garantir que a

bomba funcione mesmo em condições adversas. As premissas de operação constituem

características de funcionamento do sistema e as premissas de projeto foram assumidas

para facilitar a realização dos cálculos

4.2.1 Premissas de operação

• A Central de CIP deve higienizar a linha de envase: sistema de tubulação

de alimentação e enchedora;

• O sistema de tubulação é extenso, passando por duas edificações: uma,

onde ficam os tanques de fermentação e maturação da cervejaria e outro,

onde ficam as linhas de envase e a central de CIP. A tubulação tem 3” de

diâmetro;

• A Central de CIP é formada por três tanques CIP de quatro metros de

altura e dois metros de diâmetro. Cada tanque contém um fluído de

bombeio: soda cáustica, água limpa e água de recuperação;

• O tanque da enchedora deve ser mantido na faixa de 2 bar – 2,5 bar, tem

3 m de diâmetro e possui apenas um aspersor, um sprayball 360º, do

fabricante GEA Tuchenhagen;

4.2.2 Premissas de projeto

• A central CIP trabalha com três fluídos de bombeio:

1) Água @25ºC com 𝜌 =1000 𝑘𝑔/𝑚! e 𝜇 =1cP;

2) Água @80ºC com 𝜌!"# = 0,972 e 𝜇!"# = 0,35;

3) Soda caústica líquida comercial à 5% com 𝜌!"# !"#$ !"#= 1,5 e

𝜇!"# !"#$ !"#= 1,3.

40

• A linha de sucção conta com aproximadamente 5 metros de tubulação,

enquanto a linha de descarga conta com aproximadamente 340 metros de

tubulação.

• O material a ser utilizado em todo sistema é o aço inox AISI 316L de

rugosidade ε = 0,51 µm (cf. ASME BPEa-2002).

• Com objetivo de simplicar, foi considerada a existência de quatro

válvulas no sistema de tubulação: duas na linha de suçcão (uma logo na

saída da unidade CIP e uma próxima a bomba) e duas na linha de

descarga (uma logo após a bomba e outra, após a enchedora, na chegada

à unidade CIP).

• Embora as unidades CIP estejam sempre cheias durante a operação, para

os cálculos de Head e de NPSH disponível, foi considerada a situação

crítica na qual os tanques estão cheios até a metade. Em se tratando de

um sistema com recirculação, nesta situação crítica, metade do volume

está preenchendo todo o sistema (tubulações e camada de filme da

enchedora) e a outra meta do volume exerce pressão como coluna de

líquido, correspondendo à 1m de líquido.

• A pressão dos tanques de sucção (tanques CIP) é simplificada como a

coluna de líquido contida na unidade de CIP na situação crítica.

• A pressão do tanque de descarga (enchedora) é fixa à 2,5 bar e despreza-

se o acúmulo de fluídos na enchedora.

• Por questões de segurança, o fator de sujidade da tubulação para o

cálculo da vazão requerida foi considerado alto (F=32).

• Foi utilizada uma margem de segurança de 10%, logo após encontrada a

vazão necessária ao aspersor.

• Tendo em vista que a viscosidade não sofre alteração brusca entre os

fluídos de bombeio e nenhum deles é muito viscoso, as curvas das

bombas fornecidas pelo fabricante foram consideras adequadas aos três.

• A escolha da bomba foi feita usando os dados do fluído de bombeio que

apresentou mais criticidade, ou seja, que “enfrenta” a maior perda de

carga.

41

4.2.3 Dados

𝐷! - Diâmetro de sucção: 3 in (0,077m);

𝐷!- Diâmetro de descarga: 3 in (0,077m);

Elevação do reservatório de sucção em relação à bomba (𝑍!): 1m;

Elevação do reservatório de descarga em relação à bomba (𝑍!): 5m;

Comprimento reto da tubulação na linha de sucção: 5m;

Comprimento reto da tubulação na linha de descarga: 340m;

𝑃! - Pressão no reservatório de descarga: 2,5 bar (pressão crítica);

𝑃! - Pressão atmosférica: 1 bar (101,325 kPa);

g - Aceleração da gravidade: 9,81 𝑚/𝑠!.

Acessórios da tubulação: 4 válvulas borboleta, 14 curvas 90° (raio longo), 1

curva 180º (raio longo).

Fluido bombeado 1: Água

Temperatura de bombeamento: 25°C;

Pressão de vapor da água: 0,03 bar (3,2 kPa);

𝜌!"#! !"º! - Massa específica: 1000 𝑘𝑔/𝑚!;

𝜇!"#! !"º! - Viscosidade dinâmica: 1 cP;

𝑃! - Pressão no reservatório de sucção (coluna de água @25ºC): 0,1 bar.

Fluido bombeado 2: Água

Temperatura de bombeamento: 80°C;

Pressão de vapor da água: 0,5 bar (47,5 kPa);

𝜌!"#! !"º! - Massa específica: 971,6 𝑘𝑔/𝑚!;

𝜇!"#! !"º! - Viscosidade dinâmica: 0,35 cP;

𝑃! - Pressão no reservatório de sucção (coluna de água @80ºC): 0,1 bar.

42

Fluido bombeado 3: Soda Caústica Líquida

Temperatura de bombeamento: 25°C;

Pressão de vapor da soda caústica (@20ºC): 0,01 bar (1,33 kPa);

𝜌!"!" - Massa específica: 1500 𝑘𝑔/𝑚!;

𝜇!"#$ - Viscosidade dinâmica: 1,3 cP;

𝑃! - Pressão no reservatório de sucção (coluna de NaOH @25ºC): 0,15 bar.

4.3 Cálculo da Vazão Requerida

Como visto no capítulo anterior, para que o sistema CIP funcione da forma

correta, higienizando adequademente com uma boa ação mecânica os equipamentos e

tubulações de envase, é necessário que a vazão de trabalho forneça um escoamento

turbulento (Re >4000 e velocidade >1,5 m/s) dentro das tubulações e obedeça a equação

seguinte, de modo à formar a espessura mínima de 2mm no interior do tanque de

descarga (enchedora):

𝑄!"# = (𝐷𝑇 𝜋 𝐹𝑠)

Desta forma, para encontrar a vazão de trabalho, primeiro foi escolhido o

aspersor adequado ao sistema em questão e depois verificou-se se a vazão encontrada

fornece um escoamento turbulento.

Escolha do aspersor

De acordo com a fórmula da vazão requerida ao aspersor para que a limpeza dos

tanques seja feita sistema CIP apresentada anteriormente e retomando as premissas que

o fator de sujidade é 32, e que o sprayball é 360º, isto é, a equação da vazão deve ser

multiplicada por 2, tem-se que:

𝑄!"# = (𝐷𝑇 𝜋 𝐹𝑠).2 = 3 .𝜋 . 32 . 2 = 603,2 𝐿 𝑚𝑖𝑛 = 36,2 𝑚!ℎ

Para que o sistema CIP funcione adequademente, a vazão fornecida pelo

aspersor deve ser igual ou maior à vazão requerida. Deste modo é preciso verificar,

junto ao fabricante, qual aspersor catalogado satisfaz essa condição.

43

Tabela 4: Especificação das condições de trabalho do SprayBall

(Fonte: Catálogo de aspersores - GEA Tuchenhagen)

Segundo o catálogo do fabricante Tuchenhagen (Tabela 4), o aspersor sprayball

360º do tipo A2-1, fornece uma vazão de 45 𝑚!ℎ para uma pressão 2,5 bar e para um

alcance de 4 à 6 metros de diamêtro, satisfazendo as condições do sistema, já que a

enchedora tem 3 metros de diâmetro e deve ser mantida à 2,5 bar.

Foi escolhido então o aspersor A2-1 360º e aplicou-se a margem de segurança de

10% estipulada nas premissas à vazão requerida por ele, encontrando uma vazão de

trabalho de:

𝑄 = 50 𝑚!ℎ

Verificação da velocidade e do número de Reynolds

A vazão (Q) requerida pelo sistema é de 50 m! h, isto é, 0,0139 m! s, e, de

acordo com as premissas estabelecidas no começo deste capítulo, temos que o diâmetro

interno de toda tubulação do circuito é de 3”.

Desse modo, calcula-se a velocidade de escoamento e o número de Reynolds

para os três fluídos de bombeio para verificar se a vazão encontrada fornece um

escoamento turbulento:

V =4 Qπ D! =

4 (0,0139)π (0,077)! = 2,98 m/s

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,98 10000,001 = 2,3 x 10!

44

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,98 (971,6)0,000355 = 6,3 x 10!

Re!"#$ =D 𝑉 ρµ =

(0,077) (2,98)(1500)0,0013 = 2,6 x 10!

Nota-se que o escoamento é turbulento para todos os fluídos de bombeio, já que

a Re>4000. Atende-se, portanto, tanto às condições de escoamento internas, quanto

externas. Conclui-se, então, que a vazão de trabalho da bomba deve ser:

𝑄 = 50 𝑚!ℎ

4.4 Cálculo da Altura Manométrica Total

Os cálculos serão apresentados em duas partes: cálculo da altura manométrica de

sucção e cálculo da altura manométrica de descarga.

4.4.1 Cálculo da altura manométrica de sucção

Como visto anteriormente, a altura manométrica de sucção é obtida através da

fórmula:

Hs = !!!+ Z! − h!"

O cálculo da altura manométrica será realizado levando em conta os paramêtros

da equação. Porém como a pressão manométrica de sucção (Ps) e a altura de sucção

(Zs) foram estabelecidas nas premissas, serão apresentados primeiramente os cálculos

para encontrar o valor de h!".

Perda de Carga na sucção

A perda de carga pode ser calculada por meio da seguinte equação:

h!" = f !!"!"

!"!

! !

Primeiramente foi calculado o comprimento equivalente total de sucção, depois a

velocidade de sucção, a força de atrito e, finalmente, foi encontrada a perda de carga na

sucção.

Comprimento Equivalente Total de Sucção (Lts)

Além dos 5 metros de tubulação reta, a sucção desse sistema conta com os

45

acessórios, são eles: uma entrada, uma curva 90º de raio longo e 2 válvulas borboletas.

Os comprimento equivalentes dos acessórios foram retirados das Tabelas 1, 2 e 3

e foram apresentados na tabela à seguir:

Tabela 5: Comprimento Equivalente dos Acessórios - sucção

Logo, temos que :

Lts = Lreto+ Leqs = 5m+ 11,9m = 16,9 m

Velocidade de Sucção (Vs)

Como já calculado anteriormente, a vazão (Q) de trabalho é de 50 m! h

(0,0139 m! s) e, de acordo com as premissas estabelecidas no começo deste capítulo,

o diâmetro interno da tubulação do circuito é de 3”. Desse modo, tem-se que:

V! =! !! !!

= ! (!,!"#$)! (!,!"")!

= 2,98 m/s

Fator de Atrito (f)

O fator de atrito (f) depende do material de fabricação e pode ser encontrado

utilizando-se ábaco de Moody, como foi explicado na seção 2.2.4.

Foi preciso calcular a rugosidade relativa da tubulação (ε/D) para encontrar o

fator de atrito.

Deste modo, sabendo-se se que ε = 0,51 µm (aço inox AISI 316 L, cf. ASME

BPEa-2002) e que o diâmetro da tubulação mede 3” (77mm), temos que !!= !,!"

!!"""=

6,62 x 10!!.

Utilizando a rugosidade relativa encontrada e sabendo-se que os Reynolds são:

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,98 10000,001 = 2,3 x 10!

46

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,98 (971,6)0,000355 = 6,3 x 10!

Re!"#$ =D 𝑉 ρµ =

(0,077) (2,98)(1500)0,0013 = 2,6 x 10!

Através do ábaco de Moody (Figura 8), encontramos f = 0,015.

Aplicando todos os valores encontrados à fórmula principal. Obtém-se:

h!" = f !!"!

!"!

! ! = 0,015 16,90,077

2,982

2.9,81 = 1,49m

Altura Manométrica de Sucção

Como foi estabelecido nas premissas que a pressão do tanque de sucção é

simplificada como a pressão da coluna de líquido (𝜌𝑔𝑍) e que Zs crítico equivale à 1

metro, conclui-se que a altura manométrica de sucção é:

Hs!!! @"#º! = !!!+ Z! − h!" = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1,49 = 0,49m

Hs!!! @"#º! = !!!+ Z! − h!" = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1,49 = 0,49m

Hs!"#$ = !!!+ Z! − h!" = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1,49 = 0,49m

Tabela 6: Altura Manométrica de sucção dos diferentes fluídos de bombeio

É válida a observação do resultado: todas as alturas manométricas de sucção

encontradas são iguais, uma vez que foi feita a simplicação de Ps como a pressão

referente à coluna de líquido e que os outros fatores da equação independem das

propriedades dos fluídos bombeados.

Produto de Bombeio Hs [m]Água à 25ºC 0,5Água à 80ºC 0,5

Solução NaOH 0,5

47

4.4.2 Cálculo da altura manométrica de descarga

A altura manométrica de descarga é calculada de forma análoga à de sucção.

Hd = !!!+ Z! + h!"

Do mesmo modo que a altura manométrica de sucção, alguns componentes da

equação acima tiveram os seus valores pré-estabecidos nas premissas, por isso a

apresentação de cálculos foi iniciada pela perda de carga na descarga.

Perda de Carga na descarga

A perda de carga pode ser calculada por meio da seguinte equação:

h!" = f !!"!"

!"!

! !

Para a descarga, calculou-se somente o comprimento equivalente total de

descarga, pois outros valores se mantém os mesmos em relação àqueles calculados para

a sucção.

Comprimento Equivalente Total de Descarga (Ltd)

Como descrito nas premissas e ilustrado nos esquemas, a tubulação da descarga

é extensa, apresentando, aproximadamente, 340 m de tubulação.

Existe também uma diversidade de acessórios: uma saída, treze curvas 90º de

raio longo, duas válvulas borboletas e uma curva 180º de raio longo.

Os comprimento equivalentes dos acessórios foram retirados das Tabelas 1, 2 e 3

e foram apresentados na tabela à seguir:

Tabela 7: Comprimento Equivalente de Acessórios - descarga

Acessório Quantidade Leq unitário [m] Leq Total [m]Saída 1 4,57 4,57

Curva 90º (R=10D) 13 2,29 29,77Válvula Borboleta 2 3,66 7,32

Curva 180º (R=10D) 1 4,58 4,58Leqd Total 46,24

Comprimento Equivalente de Acessórios

48

Chega-se ao seguinte valor:

Ltd = Lreto+ Leqd = 340m+ 46,24m = 386,24 m

Velocidade de Descarga (Vd)

Sendo a equação da velocidade de descarga é definida por:

V! =4 Qπ D!

E como o diâmetro da tubulação é o mesmo na sucção e na descarga, então

V! = V! = 2,98 m/s.

Fator de Atrito (f)

O fator de atrito, calculado para a sucção, é válido também para a descarga, pois

o material da tubulação e a velocidade de escoamento não se alteram ao longo do

circuito. Logo, f = 0,015.

Aplicando todos os valores encontrados à fórmula principal. Obtém-se:

h!" = f !!"!

!"!

! ! = 0,015 !"#,!

!,!""(!,!")!

! (!,!")= 34,1 m

Altura Manométrica de Descarga

A pressão do tanque de descarga foi determinada nas premissas e corresponde a

2,5 bar (pressão crítica da enchedora). A altura (Zd) é de 5 metros, relação entre a linha

da bomba e a extremidade inferior da enchedora. E, a perda de cargas foi calculada

anteriormente e equivale à 34,1m.

Utilizando-se desses dados, encontra-se as alturas manométricas de descarga

para os fluídos de bombeio:

Hd!!! @"#º! = !!!+ Z! + h!" = !,! !"!

!""" !,!"+ 5+ 34,1 = 64,6 m

Hd!!! @"#º! = !!!+ Z! + h!" = !,! !"!

!"#,! !,!"+ 5+ 34,1 = 65,3 m

Hd!"#$ = !!!+ Z! + h!" = !,! !"!

!"## !,!"+ 5+ 34,1 = 56,1 m

49

Tabela 8: Altura Manométrica de descarga dos diferentes fluídos de bombeio

4.4.3 Cálculo Final da Altura Manométrica

A altura manométrica total (𝐻𝑡) é calculada através da equação:

𝐻𝑡 = 𝐻𝑑 − 𝐻𝑠

Deste modo:

𝐻𝑡𝐻2𝑂 @25º𝐶 = 𝐻𝑑𝐻2𝑂 @25º𝐶 − 𝐻𝑠𝐻2𝑂 @25º𝐶 = 64,6𝑚 − 0,5𝑚 = 64,1𝑚

𝐻𝑡𝐻2𝑂 @80º𝐶 = 𝐻𝑑𝐻2𝑂 @80º𝐶 − 𝐻𝑠𝐻2𝑂 @80º𝐶 = 65,3𝑚 − 0,5𝑚 = 64,8𝑚

𝐻𝑡𝑁𝑎𝑂𝐻 = 𝐻𝑑𝑁𝑎𝑂𝐻 − 𝐻𝑠𝑁𝑎𝑂𝐻 = 56,1𝑚 − 0,5𝑚 = 55,6𝑚

A tabela abaixo resumo as alturas manométricas dos fluídos de bombeio: Tabela 9: Altura Manométrica Total dos diferentes fluídos de bombeio.

Nesse caso, o head do ponto de trabalho será o head crítico entre os calculados,

correspondendo àquele de fluido de bombeio água @80ºC. A bomba selecionada deve,

então, trabalhar à:

𝐻 = 64,8 𝑚 | 𝑄 = 50 𝑚! ℎ

4.5 Cálculo do NPSH disponível

Para evitar o fenômeno da cavitação, o NPSH disponível deve ser maior que o

NPSH requerido, fornecido em forma de curva pelo fabricante, portanto o cálculo do

NPSH disponível é importante na seleção da bomba adequada.

O NPSH disponível pode ser calculado pela equação:

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ = 𝐻𝑠 + !!!!!!

Calculando o NPSH disponível para os diferentes tipos de fluído de bombeio,

Produto de Bombeio Hd [m]Água à 25ºC 64,6Água à 80ºC 65,3

Solução NaOH 56,1

Produto de Bombeio Ht [m]Água à 25ºC 64,1Água à 80ºC 64,8

Solução NaOH 55,6

50

obtém-se:

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !!! @"#º! = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !!! @"#º!

= 0,5𝑚 +101325− 32001000 9,81 = 10,5𝑚

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !!! @"#º! = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !!! @"#º!

= 0,5𝑚 +101325− 47500971,6 9,81 = 6,1𝑚

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !"#$ = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !"#$

= 0,5𝑚 +101325− 13301500 9,81 = 7,3𝑚

Tabela 10: NPSH disponível dos fluídos de bombeio.

4.6 Determinação da Curva do Sistema

A equação da altura manométrica total pode ser dividida em duas partes, como

visto na seção 3.5.3, uma delas é referente ao head estático que não sofre variação com

alteração da vazão, já a outra está relacionada a perda de carga que varia

quadraticamente com a velocidade, variando assim com a vazão:

H = (Z! − Z!) + P! − P!γ

+ (h!" + h!")

Para criar a curva do sistema, primerio calcula-se o head estático. Os valores

foram calculados para todos os fluidos de bombeio:

𝐻!"#á!"#$ !!! @"#º! = (Z! − Z!)+ PD−PSγ = (5− 1)+ (2,5−0,1).105

9531,4 = 29,2 m

𝐻!"#á!"#$ !!! @"#º! = (Z! − Z!)+ PD−PSγ = (5− 1)+ (2,5−0,1).105

9810 = 28,5 m

𝐻!"#á!"#$ !"#$ = (Z! − Z!)+ PD−PSγ = (5− 1)+ (2,5−0,1).105

14715 = 20,3 m

Já o head de fricção varia com a velocidade e pode ser escrito da seguinte

maneira:

𝐻!"#$çã! = h!" + h!" = f (!!"!!!")!

!!

! !

Produto de Bombeio NPSHdisp [m]Água à 25ºC 10,5Água à 80ºC 6,1

Solução NaOH 7,3

51

O coeficiente de atrito (f) varia com o número de Reynolds. No entanto, o

escoamento estudado se encontra muito próximo da faixa de escoamentos

completamente turbulentos, o que torna a variação de f com Re muito pequena. Por esse

motivo, esse fator será considerado constante com a variação da vazão e

consequentemente do número de Reynolds.

Outros componentes da equação também não sofrem alterações, como: o

diâmetro, o comprimento equivalente total e a gravidade.

A altura manométrica total variará assim, apenas com variação da velocidade de

escoamento do fluido:

H!"#$çã' = f (L!" + L!")

DV!

2 g = 0,015 403,10,077

V!

2 (9,81) = 4V!

Como a vazão de operação é 50 m! h, foram tabeladas vazões acima e abaixo

desse valor, com o objetivo de se chegar à curva do sistema. Para cada fluido de

bombeio são apresentadas, abaixo, tabelas contendo os respectivos valores para o head

de fricção e head estático e, em seguida, será apresentado o gráfico com as curvas de

sistema de cada fluído. Tabela 11: Variação da H x Q – Água @80ºC

Tabela 12: Variação da H x Q – Água @25ºC

Vazão (Q) Velocidade (V) Hfricção (m) Hestático (m) Head (m)0 0,0 0,0 29,2 29,215 0,9 3,2 29,2 32,435 2,1 17,4 29,2 46,650 3,0 35,6 29,2 64,865 3,9 60,2 29,2 89,480 4,8 91,2 29,2 120,3

Vazão (Q) Velocidade (V) Hfricção (m) Hestático (m) Head (m)0 0,0 0,0 28,5 28,515 0,9 3,2 28,5 31,735 2,1 17,4 28,5 45,950 3,0 35,6 28,5 64,165 3,9 60,2 28,5 88,680 4,8 91,2 28,5 119,6

52

Tabela 13: Variação da H x Q – NaOH

Figura 32: Gráfico Head x Vazão

4.7 Seleção da Bomba

Três fabricantes foram escolhidos para a seleção da bomba mais adequada ao

sistema analisado anteriormente: GEA Tuchenhagen, Alfa Laval e Flowserve.

Os fabricantes Alfa Laval e GEA possuem linhas de bombas higiênicas próprias

para indústria alimentícia e para soluções CIP, já o fabricante Flowserve possui um

vasto católogo de bombas com diferentes materiais que servem à indústria de bebidas.

Foram escolhidos três modelos de bomba para comparação, uma de cada

fabricante, selecionadas a partir dos catálogos da GEA Tuchenhagen (GEA

TUCHENHAGEN), da Alfa Laval (ALFA LAVAL) e do software Affinity Pump

Selection do fabricante Flowserve. Todos os modelos atendem aos critérios de

dimensionamentos encontrados anteriormente:

𝐻 = 64,8 𝑚 𝑄 = 50 𝑚! ℎ 𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !"# = 6,1 𝑚

Vazão (Q) Velocidade (V) Hfricção (m) Hestático (m) Head (m)0 0,0 0,0 20,3 20,315 0,9 3,2 20,3 23,535 2,1 17,4 20,3 37,750 3,0 35,3 20,3 55,665 3,9 60,2 20,3 80,580 4,8 91,2 20,3 111,5

53

À partir das curvas características constantes no anexo C, foram retirados os

dados para a projeção de uma curva rendimento x vazão e, de uma análise comparativa

das bombas.

Figura 33: Gráfico Rendimento x Vazão - comparativo entre as bombas analisadas

Tabela 14: Comparação dos modelos das bombas.

0%#

24%# 38%#

45%#53%# 55,3%#

62%#66%# 68%# 70%# 72%# 73%# 72%# 71%# 69%#

0%#

22%#

39%#47%#

57%# 59%#

54%#49%#

42%#

0%#

21%#

38%#

48%#

54%# 55%#

0%#

10%#

20%#

30%#

40%#

50%#

60%#

70%#

80%#

0# 10# 20# 30# 40# 50# 60# 70# 80# 90# 100# 110# 120#

η#x#Q#

ALFA#LAVAL# GEA# FLOWSERVE#

TP 5060 LKH 50 65-65CPXP200 GEA Tuchenhagen Alfa Laval FlowServe

Custo da bomba R$20.000 - R$25.000 R$32.000 R$100.000

Diâmetro Impelidor (mm)

Estágios 1 1

185 190

Velocidade (RPM) 3500 3500

58,8 55,3Rendimento (%)

NPSHr (m) 3 3

1

198

3445

55,2

16

97,1

3,8

Potência (kW) 15 15,5

% BEP 100 78

54

Considerando-se os aspectos técnicos, a tabela anterior evidencia que as bombas

são muito similares. A diferença no número de estágios levaria a eliminar um dos

modelos por ser mais caro e depender de mais manutenções, mas todos os modelos são

de simples estágio.

O rendimendo da bomba é muito importante, pois é inversamente proporcional à

potência requisitada por ela, ou seja, quanto menor o rendimento, maior será a potência

consumida pela bomba, implicando em maiores custos de operação. A bomba TP 5060

apresenta um maior rendimento, entretanto, a diferença de potência requerida pelas

bombas não é grande o suficiente para que esta seja determinante na escolha da bomba.

O tamanho e velocidade de rotação são similares entre as bombas e não foram

quesitos para a escolha. Além desses fatores, ambas as bombas tem o NPSH requerido

bem menor que o disponibilizado pelo sistema, ou seja, a ampla margem de NPSH faz

com que nenhuma das bombas analisadas não sofra cavitação, logo não foi feita

distinção das bombas neste aspecto.

O funcionamento das bombas em relação ao BEP (Best Efficiency Point) pode

ser o aspecto técnico determinante para escolha da bomba. Desta forma, analisando a %

BEP, na tabela, é possível concluir que o modelo do fabricante GEA Tuchenhagen tem

como ponto de trabalho o BEP, o que significa que ela trabalha no seu ponto de maior

rendimento e com um rendimento maior que o modelo Alfa Laval e o Flowserve para a

mesma vazão. Porém, o ponto de trabalho do modelo do fabricante Flowserve, também,

é muito próximo do BEP.

Analisando os aspectos técnicos, percebe-se que tanto o modelo TP5060 do

fabricante GEA Tuchenhagen, quanto o modelo CPXP200 do fabricante Flowserve são

boas escolhas para o projeto em questão. No entanto, o aspecto econômico é um fator

importante na escolha da bomba e foi observada uma discrepância no custo dos

possíveis modelos. Enquanto o modelo do fabricante Tuchenhagen custa em torno de

R$ 20.000 à R$ 25.000, o modelo Flowserve custa o quádruplo. Desta maneira,

escolheu-se o modelo TP5060 como o mais oportuno ao projeto.

Além disso, vale salientar que a bomba existente na central CIP da cervejaria é

do modelo GEA Tuchenhagen VPD 42L de vazão 48 𝑚! ℎ e potência 19 kW (anexo

A). Porém essa linha foi descontinuada, sendo substituida pela nova linha de bombas

higiênicas, na qual a TP 5060 é sua equivalente.

55

Figura 34: Bomba Selecionada TP5060 (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen).

4.7.1 Análise da vazão dos casos não dimensionantes

A escolha da bomba foi pautada no ponto de trabalho crítico que corresponde ao

bombeio de água à 80ºC. Entretando foi preciso avaliar se os outros fluídos de bombeio,

também, funcionavam na vazão requerida (50 𝑚! ℎ).

O gráfico a seguir demonstra os pontos de trabalho para os três fluídos de

bombeio.

Figura 35: Gráfico Head x Vazão – pontos de trabalho dos fluidos de bombeio.

56

Observa-se que utilizando a água à 25ºC, a vazão de trabalho para a bomba

escolhida é de, aproxidamente, 50𝑚! ℎ, não sofrendo grandes alterações. Já a vazão de

trabalho da soda caústica aproxima-se de 54 𝑚! ℎ. Em função desta constatação, faz-

se necessário o ajuste da vazão para o fluído de bombeio alcalino.

Para tanto, duas opções para o ajuste de vazão são viáveis. A primeira consiste

na utilização da válvula da descarga para o estrangulamento da passagem do fluído,

aumentando assim a resistência do fluxo e a perda de carga na válvula e um

deslocamento da curva do sistema. A segunda opção consiste na utilização de um

inversor de frequência, com a finalidade de reduzí-la e, por conseguinte, a rotação do

motor, o que deslocaria a curva da bomba para baixo, até a vazão de 50m! h.

A princípio, apesar da segunda opção ser a melhor escolha, pois evita o

indesejável estrangulamento do fluxo, é preciso levar em consideração alguns aspectos:

é necessário garantir que a rotação da bomba não seja rebaixada até um nível que leve à

um head menor que altura estática do sistema. Para tanto, basta que, a altura estática

seja mantida no máximo até a metade da altura manométrica de trabalho. Além disso, o

torque disponível pelo motor deve ser maior que o exigido na nova condição, para que o

motor funcione (BASTOS, 2015).

Na figura 32, nota-se que a altura estática do sistema para a soda caústica é de

20,3 m, enquanto a altura manométrica de trabalho aproxima-se de 63 m, o que satisfaz

a primeira condição descrita anteriormente.

A segunda condição necessita do cálculo do torque disponível pelo motor que

pode ser previsto pela seguinte fórmula:

𝑇 𝑁𝑚 = 9555 .𝑃 [𝑘𝑊]𝑛 [𝑟𝑝𝑚]

Por intermédio desta fórmula e sabendo-se que n= 3500 e P=15kW,concluiu-se

que o torque motor disponível é :

𝑇 𝑁𝑚 = 9555 .𝑃 [𝑘𝑊]𝑛 [𝑟𝑝𝑚] =

9555 . 153500 = 40,95 𝑁𝑚

E usou-se a lei das similaridades, a seguir, para se encontrar a rotação e a

potência consumida do ponto de trabalho da soda caústica:

𝑄!𝑄!

=𝑛!𝑛!

57

𝑃𝑜𝑡!𝑃𝑜𝑡!

=𝑛!𝑛!

!

Usandos as fórmulas, obteve-se:

𝑄!𝑄!

=𝑛!𝑛!→5450 =

3500𝑛!

→ 𝑛!(𝑟𝑜𝑡𝑎çã𝑜 𝑁𝑎𝑂𝐻) = 3241 𝑅𝑃𝑀

𝑃𝑜𝑡!𝑃𝑜𝑡!

=𝑛!𝑛!

!→ 𝑃𝑜𝑡! =

151,26 = 11,9 𝑘𝑊

𝑇𝑛𝑒𝑐𝑒𝑠𝑠á𝑟𝑖𝑜 𝑁𝑚 = 9555 .𝑃 [𝑘𝑊]𝑛 [𝑟𝑝𝑚] =

9555 . 11,93241 = 35,1 𝑁𝑚

Descobre-se uma nova rotação de 3240 rpm, uma nova potência de 11,9 kW e

um torque para mover a carga até o ponto de trabalho de 35,1 Nm. Satisfazendo assim,

a segunda condição. Desta maneira, o inversor de frequência é, tecnicamente, uma

escolha adequada para o projeto. Porém, é necessária uma análise econômica deste

investimento para a tomada de decisão.

Para o motor trifásico de 460 V da bomba selecionada (cf. Figura 34),

encontrou-se um inversor de frequência adequado: o modelo ATV312HD15N4 do

fabricante Schneider Electric, cujo custo é de R$ 10.401,71. Constatou-se uma

economia de 3,1 kW/ciclo proporcionada pelo uso do inversor, visto que a potência

consumida reduziu à 11,9 kW. Além disso, sabendo-se que são realizados, no mínimo,

5 ciclos CIP por semana, isto é, aproximadamente, 5 horas de ciclo semanais. Em uma

escala anual a economia energética equivaleria à 806 kWh.

Considerando o preço do kWh R$1,30 (dado fornecido pelo engenheiro da

cervajeria), o payback do investimento do inversor de frequência seria de uma dezena

de anos levando em conta, apenas, a economia de energia proporcionada pelo seu uso.

Embora o payback seja demorado, o inversor apresenta inúmeras vantagens, tais como:

• Evita acionamentos bruscos através da rampa de aceleração e, portanto, o

desgaste de componentes do motor;

• Aumenta a vida útil do sistema através da proteção do sistema aos picos

de energia;

58

• Baixo custo de manutenção;

• Automatização de processos.

Além das vantagens supracitadas, os possíveis lucros cessantes no caso de um

processo manual falho e os custos de mão de obra que seriam necessários para operar a

mudança de vazão reduzem o payback deste investimento.

A enchedora do sistema alimenta uma linha de envase, cuja cadência é 90 mil

latas de 473 ml por hora. Cada lata gera um faturamento de em média R$3,50 (TTC)

para a empresa, o custo de uma parada de produção é de R$ 5.250/minuto. O custo é

demasiado elevado, por esta razão é necessário assegurar que a higienização ocorra sem

falhas, o que justifica a implementação do inversor de frequência.

4.7.2 Material da bomba e selo mecânico

Visto que a central CIP conta com tubulações e equipamentos que escoam e

armazenam bebidas para consumo, é indispensável que a escolha do material seja

realizada de forma diferenciada.

O material deve ser inerte a todas as condições de uso, tanto à temperatura,

quanto à pressão, como aos agentes químicos utilizados. Além disso, ele deve ser

resistente à corrosão, estável mecanicamente, liso e não poroso. Deve-se evitar o uso de

materiais tóxicos aos produtos como plásticos, elastometros e adesivos. Por estas

razões, os materiais mais utilizados na indústria de alimentos são os aços austeníticos

(AISI 304, AISI 316 e AISI 316L).

O material escolhido para utilização neste projeto foi o AISI 316L (como

determinado nas premissas), pois além de conter molibdênio na liga, aumentando a

resistência a corrosão, contém pouco carbono, facilitando a soldagem e o trabalho com

o material (TAMIME, 2008).

Um outro aspecto levado em consideração foi o tipo de sistema de selagem

(gaxetas ou selos mecânicos) a ser utilizado na bomba selecionada. A selagem é

necessária neste projeto, uma vez a soda caústica líquida bombeada, nociva ao ser

humano, não deve vazar para o meio ambiente. Para tal, foi escolhido o selo mecânico

como sistema de selagem, devido ao perigo e toxicidade do fluído de bombeio.

No catálogo do fabricante GEA Tuchenhagen são encontrados selos mecânicos

59

de 3 tipos (figura a seguir).

Figura 36: Tipos de selos mecânico (Fonte: Catálogo GEA Tuchenhagen).

Para o projeto em questão, foi escolhido o selo mecânico duplo (modelo à

direita) fabricado em carbono e carboneto de silício devido ao fato do líquido ser

nocivo. Desta forma, o primeiro selo manterá o líquido dentro da bomba e o segundo,

na ocorrência de um vazamento, permitirá que o líquido de barreira sirva de líquido de

arrefecimento para o selo (PETERS, 2016).

Este selo é similar ao selo ISC2 do fabricante Flowserve, cujas características

são apresentadas na figura a seguir:

60

Figura 37: Selo ISC2 (Fonte: Católogo Flowserve).

4.8 Proposição de melhoria

Os processos CIP existentes podem não ser ótimos, desperdiçando grandes

quantidades de energia, água e agentes químicos. As operações de limpeza de um ciclo

CIP devem ser realizadas de modo a que a produção não fique parada mais tempo do

que o necessário, ou seja, devem ser realizadas no menor tempo possível e sem falhas,

entretanto, devem garantir a segurança do produto. Assim sendo, é importante

desenvolver ferramentas e soluções para garantir uma limpeza eficiente e minimizar os

61

tempos de inatividade produtiva.

É possível otimizar um sistema CIP por intermédio de mudança em seus

equipamentos, da minimização de uso de soluções químicas e da minimização da

utilização de água (AZEVEDO, 2016).

Uma das possíveis mudanças nos equipamentos é a troca de sprayballs

estacionárias por sprayballs rotacionais. A diferença entre os aspersores é que os

estacionários, normalmente, atuam em menores pressões. Esta foi exatamente, a

melhoria proposta neste estudo.

Para selecionar a bomba, utilizou-se o catálogo do fabricante GEA

Tuchenhagen, pois sabia-se que o aspersor usado provinha deste fabricante. Porém ao

escolher o modelo que melhor se adequava, notou-se que a vazão fornecida pelo

aspersor é consideravelmente maior que a vazão requerida calculada e decidiu-se propor

como melhoria a escolha de um novo aspersor que forneça vazão mais próxima à

requerida.

4.8.1 Escolha do aspersor de nova geração

O interesse na escolha do novo aspersor foi pautado na otimização e, portanto,

diminuição da utilização de recursos. A primeira decisão foi diminuir a vazão de

trabalho por meio da escolha de um novo aspersor que forneça uma vazão mais próxima

da requerida.

A vazão requerida é:

𝑄!"# = (𝐷𝑇 𝜋 𝐹𝑠).2 = 3 .𝜋 . 32 . 2 = 603,2 𝐿 𝑚𝑖𝑛 = 36,2 𝑚!ℎ

Pesquisando-se fabricantes de aspersor, encontrou-se um modelo que fornece

uma vazão de, aproximademente, 37 m!h, trabalha na faixa de pressão do tanque da

enchedora (2,5 bar) e com temperaturas de até 93º C, além de poder ser fabricado em

aço inox AISI 316. Trata-se do modelo 577.499.1Y.BW, aspersor rotativo do fabricante

LECHLER.

A seguir está a figura com dados de funcionamento e com imagem do novo

aspersor:

62

Figura 38: Novo aspersor - aspersor rotacional (Fonte: Catálogo LECHLER)

Após aplicada a margem de segurança sobre a vazão fornecida (37 m!h), a

nova vazão seria, aproximadamente:

Q′ ≈ 40 𝑚!ℎ.

É necessário, no entanto, verificar se as condições de escoamento turbulento e

formação de película de 2mm de líquido ainda são atendidas com a nova vazão.

63

Verificação da velocidade e do número de Reynolds

A nova vazão (Q’) requerida pelo sistema é de 40 m! h, isto é, 0,0111 m! s,

e, as tubulações não são alteradas, logo permanece o diâmetro de 3”.

Desse modo, calcula-se a velocidade de escoamento e o número de Reynolds

para os três fluídos de bombeio para verificar se a vazão encontrada fornece um

escoamento turbulento:

V =4 Qπ D! =

4 (0,0111)π (0,077)! = 2,38 m/s

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,38 10000,001 = 1,8 x 10!

Re!!! @"#º! =D V ρµ =

0,077 2,38 (971,6)0,000355 = 5,0 x 10!

Re!"#$ =D 𝑉 ρµ =

(0,077) (2,38)(1500)0,0013 = 2,1 x 10!

Nota-se que o escoamento permanece turbulento para todos os fluídos de

bombeio. Logo, a nova vazão é aceitável.

4.8.2 Cálculo do novo ponto de trabalho

Para encontrar o novo head, não é necessário, seguir todo o passo a passo de

cálculo efetuado na seção de seleção da bomba, uma vez que os equipamentos,

tubulação e fluídos não foram alterados. Deste modo, nota-se que as únicas parcelas que

se alteram nos cálculos são as perdas de carga, tanto para a sucção quanto para a

descarga, porque a vazão mudou.

Nova perda de carga de sucção

Sabendo-se que a nova velocidade é 2,38 m/s, tem-se que a nova perda de carga

na sucção é de:

h!"′ = f !!"!

!"#!

! ! = 0,015 16,90,077

2,382

2.9,81 = 1m

Nova altura manométrica de sucção

A partir do cálculo da perda de carga, obtém-se as novas alturas manométricas

de sucção:

64

Hs!!! @"#º! = !!!+ Z! − h!"′ = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1 = 1m

Hs!!! @"#º! = !!!+ Z! − h!"′ = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1 = 1m

Hs!"#$ = !!!+ Z! − h!"′ = 𝜌𝑔𝑍

𝜌𝑔+ Zs − hfs = 1 + 1 − 1 = 1m

De forma análoga, calcula-se a nova perda de carga e nova altura manométrica

de descarga.

Nova perda de carga de descarga

h!"′ = f !!"!

!"#!

! ! = 0,015 !"#,!

!,!""(!,!")!

! (!,!")= 21,8 m

Nova altura manométrica de descarga

Hd′!!! @"#º! = !!!+ Z! + h!"′ = !,! !"!

!""" !,!"+ 5+ 21,8 = 52,3 m

Hd′!!! @"#º! = !!!+ Z! + h!"′ = !,! !"!

!"#,! !,!"+ 5+ 21,8 = 53 m

Hd′!"#$ = !!!+ Z! + h!"′ = !,! !"!

!"## !,!"+ 5+ 21,8 = 43,8 m

Nova altura manométrica total

Calculadas as novas alturas manométricas de descarga e de sucção, encontra-se a

nova altura manométrica total e com ela o novo ponto de trabalho.

𝐻𝑡𝐻2𝑂 @25º𝐶 = 𝐻𝑑𝐻2𝑂 @25º𝐶 − 𝐻𝑠𝐻2𝑂 @25º𝐶 = 52,3𝑚 − 1𝑚 = 51,3𝑚

𝐻𝑡𝐻2𝑂 @80º𝐶 = 𝐻𝑑𝐻2𝑂 @80º𝐶 − 𝐻𝑠𝐻2𝑂 @80º𝐶 = 53 𝑚 − 1𝑚 = 52𝑚

𝐻𝑡𝑁𝑎𝑂𝐻 = 𝐻𝑑𝑁𝑎𝑂𝐻 − 𝐻𝑠𝑁𝑎𝑂𝐻 = 43,8𝑚 − 1𝑚 = 42,8𝑚

Constata-se assim que o novo ponto de trabalho será:

Q′ = 40 m!h | H′ = 52 m

4.8.3 Verificação do NPSH disponível

Relembrando a equação NPSH disponível, nota-se que o único fator que se

altera é o Hs.

65

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ = 𝐻𝑠 + !!!!!!

Refazendo os cálculos do NPSH, obtém-se:

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !!! @"#º! = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !!! @"#º!

= 1𝑚 +101325− 32001000 9,81 = 11𝑚

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !!! @"#º! = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !!! @"#º!

= 1𝑚 +101325− 47500971,6 9,81 = 6,6𝑚

𝑁𝑃𝑆𝐻!"#$ !"#$ = 𝐻𝑠 + 𝑃! − 𝑃!𝛾 !"#$

= 1𝑚 +101325− 13301500 9,81 = 7,8𝑚

Tabela 15: NPSH disponível com a nova vazão

Como o NPSH requerido é, aproximadamente de 2 metros, mesmo se for

ajustada a margem de segurança de 0,6 metro, ainda sim o NPSH disponível mínimo

será maior, não ocorrendo o fenômeno de cavitação

4.8.4 Redução da vazão

Como a bomba não será trocada devido aos custos de parada de produção e

compra do novo equipamento, será necessário reduzir a vazão de 50 m!h à 40 m

!h

(nova vazão de trabalho). A redução da vazão foi obtida por intermédio do inversor de

frequência e, consequentemente, pela variação de rotação da bomba.

Utilizou-se a lei das similaridades para obter a nova rotação e nova potência para

o novo ponto de trabalho:

𝑄!𝑄!

=𝑛!𝑛!→5040 =

3500𝑛!

→ 𝑛!(𝑛𝑜𝑣𝑎 𝑟𝑜𝑡𝑎çã𝑜) = 2800 𝑅𝑃𝑀

𝑃𝑜𝑡!𝑃𝑜𝑡!

=𝑛!𝑛!

!→ 𝑃𝑜𝑡!(𝑛𝑜𝑣𝑎 𝑝𝑜𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎) =

151,95 = 7,7 𝑘𝑊

Produto de Bombeio NPSHdisp [m]Água à 25ºC 11,0Água à 80ºC 6,6

Solução NaOH 7,8

66

4.8.5 Vantagens decorrentes da melhoria sugerida

A troca de aspersor significa menor potência consumida pela bomba e menor

consumo, em volume, agentes químicos e água.

Há um ganho energético de, aproximadamente,7,3 kWh por ciclo do sistema

CIP. Sabendo-se que são realizados, pelo menos, cinco ciclos semanais, em uma escala

anual, a economia, baseada apenas na redução do consumo de energia, será de,

aproxidamente, 2 MWh/ano, isto é R$ 2600/ano. Estima-se, desta forma, um payback de

aproximadamente 1 ano e corte de custos nos anos seguintes, o que justificaria a

implementação da melhoria.

Embora a vantagem pareça pequena, a proposta de otimização contempla apenas

um sistema de uma planta industrial que é composta por diversos tipos de sistemas de

bombeio. Possivelmente o desdobramento deste estudo para outros sistemas CIP

empregados na cervejaria ou para outros sistemas de bombas, poderão gerar benefícios

consideráveis para a empresa.

67

5 Conclusão

O escopo do projeto era a seleção de uma bomba centrífuga que atendesse as

necessidades do sistema CIP existente no circuito de envase de uma cervejaria, de larga

escala, garantindo uma adequada higienização dos equipamentos e tubulações, evitando

contaminações no produto final.

Para alcançar tal objetivo foi necessário, primeiramente, entender como o

funciona o processo de fabricação de cerveja e o quanto as contaminações impactam na

fase de envase e no produto final. Além disso, foi preciso pesquisar literaturas

referentes à CIP (Clean-in-place), para entender o conceito, o funcionamento e como

poderia ser realizado o projeto mecânico do mesmo, para então aplicar os

conhecimentos em máquinas de fluxo e selecionar a bomba.

Alguns desafios foram encontrados na realização deste trabalho. O primeiro

desafio foi a escassez de literaturas sobre o assunto. Foi necessária uma pesquisa

extensa para se encontrar trabalhos acadêmicos e livros referentes à CIP. Um outro

desafio foi encontrar uma expressão matemática que definisse a vazão requerida por um

sistema CIP.

Após a pesquisa bibliográfica, o desenvolvimento do estudo e a comparação de

modelos de três diferentes fabricantes, conclui-se que neste projeto, a seleção da bomba

de avanço para operar em uma central CIP de uma cervejaria de larga escala foi bem

sucedida. A bomba selecionada é capaz de bombear todos os fluídos necessários para a

higienização adequada do sistema, sendo similiar àquela que funciona atualmente na

central e utilizada desde 1995.

Pela análise do NPSH disponível dos fluídos de bombeio também percebeu-se

que a bomba opera sem maiores problemas, passando também por este quesito.

Em contrapartida, a melhoria proposta por intermédio da escolha de um aspersor

de nova geração, que fosse rotativo e não estático, demonstrou um ganho relativamente

pequeno para o custo de projeto (custo do novo componente e custo de adaptações

necessárias, a troca de aspersor seria feita em um momento de manutenção da linha, não

gerando custos de paralização).

Caminhos futuros para otimização do sistema CIP estão relacionados à

redefinição dos tempos de ciclo e do estudo de minimização do uso de químicos e de

energia para o aquecimento da água em uma das etapas do ciclo. Uma possível melhoria

68

seria estudar a viabilidade de reaproveitamento dos fluídos de bombeio em detrimento

do seu descarte sem tratamento. E uma outra possibilidade seria a inclusão de uma etapa

no ciclo CIP utilizando ácidos na higienização. Os agentes químicos ácidos apresentam

vantagens significativas sobre os alcalinos, uma vez que eles trabalham em ambientes

ricos em CO2 sem perder performance (TAMIME, 2008). Esta última melhoria deve

ser melhor estudada antes de sua implementação.

Destarte, ressalta-se que o objetivo principal de selecionar uma bomba para

operar em um sistema de CIP foi alcançado e que futuras otimizações do CIP devem

continuar a ser alvo de estudo nesta cervejaria.

69

6 Referências Bibliográficas

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WALSTRA, P., et al. Dairy Technolgy. 2.ed. New York, Marcell Dekker, 1999.

71

7 Anexos A) Dados Técnicos Reais

72

73

B) Esquema CIP real

74

C) Curvas Características 1) Bomba GEA Tuchenhagen – Modelo: TP 5060

75

2) Bomba Alfa Laval – Modelo: LKH 50

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3) Bomba Flowserve – Modelo: 65-65CPXP200

Pump size & type / Stages : 65-65CPXP200 / 1Based on curve no. : E591/0242/1Impeller diameter : 198 mm

Customer : Nathalia PalhotaItem number : 12345Service :Flowserve reference : 1359902252Date : February 14, 2018

Capacity : 50.0 m³/hHead : 64.80 mDensity / Specific gravity : - / 0.972Pump speed : 3,445 rpmTest tolerance : ANSI/HI 14.6 Grade 1B

CURVES ARE APPROXIMATE, PUMP IS GUARANTEED FOR ONE SET OF CONDITIONS; CAPACITY, HEAD, AND EFFICIENCY.

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