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UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS
ESCOLA DE ENGENHARIA
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
TÓPICOS
EM
UTILIDADES
José Flávio Marques Fonseca
Belo Horizonte 2011
PREFÁCIO
Este livro é o resultado da perseverança a um ideal, em um trabalho técnico da mais alta
qualidade, que une a experiência profissional do Prof. José Flávio Marques Fonseca com
a necessidade acadêmica de um trabalho metódico e completo, em uma área da
Engenharia Mecânica carente de bibliografia.
Este colega do departamento de Engenharia Mecânica tem uma admirável trajetória de
contribuição e dedicação à Escola de Engenharia e ao curso de Engenharia Mecânica.
Com esta obra deixa, em definitivo, uma contribuição consistente para toda uma geração
de novos engenheiros.
Durante o período em que fui chefe do Departamento, fui testemunha do empenho e
disposição do Prof. José Flávio Marques Fonseca em colaborar em todas as demandas e
necessidades da UFMG. Foi sua iniciativa, digna de homens que sabem que o
conhecimento não deve ficar restrito, colocar no papel todo o seu brilhante conhecimento,
fruto de sua longa experiência como competente profissional do mercado.
Sinto-me honrado em ter acompanhado o enorme trabalho de elaboração deste livro e,
agora, com a enorme responsabilidade de registrar neste prefácio o quanto significa para
uma Instituição como a nossa querida e quase centenária Escola de Engenharia, a honra
de ter em seus quadros, um professor autor de uma obra prima que preza pela clareza do
texto, a cobertura do tema e o cuidado na escolha das figuras e fotografias ilustrativas,
resultando em uma obra digna da nossa UFMG.
Melhor ainda para os alunos, futuros engenheiros e os profissionais da área, que agora
poderão contar com um livro atual e definitivo em ar comprimido, bombeamento de
fluidos, caldeiras, resfriamento de água, tubulações industriais, ventilação industrial e
sistemas de vácuo, todas áreas típicas de atuação de um engenheiro mecânico que
poderão, em última instância, dar uma efetiva contribuição profissional e técnica para o
desenvolvimento do Brasil, colocando nosso país em destaque entre as nações que
almejam um crescimento sustentável e duradouro. Esta é de fato, a grande contribuição
do Prof. José Flávio Marques Fonseca.
Parabenizo este professor, que encarna todas as qualidades que um grande mestre
possui: honradez, dignidade, humildade, exemplo de conduta ilibada e possuidor de
conhecimento técnico altamente especializado. Este livro demonstra claramente tudo o
que aqui foi dito.
Parabéns e obrigado´por sua dedicação e competência.
Prof. Danilo Amaral
Professor e chefe do Departamento de Engenharia Mecânica da Escola de Engenharia
da UFMG, no período de 2006 a 2010.
AGRADECIMENTOS
Agradeço a todos aqueles que contribuíram para a consolidação dessa empreitada de
cinco anos, resultando no fechamento dessa edição.
À Sônia pela digitação.
À Leda pela elaboração dos desenhos e gráficos.
À Maria Alice, minha mulher pelos trabalhos de revisão.
Ao professor Dr.Antônio Carlos de Andrade pelas críticas.
Ao professor Dr. Geraldo Augusto Campolina França pelo incentivo inicial.
Ao professor Dr. Danilo Amaral pela confiança.
Ao professor Dr. Rudolph Huebner pelo aconselhamento.
À AMF Engenheiros Associados que gentilmente patrocinou os custos dessa edição.
INTRODUÇÃO
Foi um fato marcante o estágio na GHH em Oberhausen - Sterkrade - Alemanha em
1978, quando tive oportunidade de participar dos trabalhos de elaboração dos projetos de
implantação do Pólo Siderúrgico da Açominas, em Ouro Branco MG, como membro da
equipe da Usiminas Mecânica S. A. USIMEC.
Informes técnicos, critérios de projeto, cálculos dimensionais, simulações de performance
foram referenciais disponibilizados àqules integrantes dessa equipe de projeto.
Desafios profissionais apareceram, entre eles o interfaceamento das diversas áreas
envolvidas no segmento de Utilidades impondo uma procura em vários referenciais para
se obter os informes requeridos.
Isto me motivou elaborar este livro como um primeiro passo para tê-los em um só
compêndio permitindo aos alunos do Departamento de Engenharia Mecânica da UFMG e
aos colegas profissionais que lidam na área uma dinâmica melhor na obtenção desses
referenciais.
Se esta meta for alcançada, terei conseguido o meu objetivo.
O Autor
José Flávio Marques Fonseca
Engenheiro Mecânico
Professor da UFMG
Professor Aposentado da PUC Minas
Diretor Técnico da AMF Engenheiros Asssociados
CAPÍTULO I
AR COMPRIMIDO
Painel Pneumático
3
1.1 CONSIDERAÇÕES
O ar comprimido é obtido pela compressão do ar atmosférico consumindo energia elétrica na sua
geração. É uma mistura de gases e vapor de água pesando 1,2927 kg/m3 na temperatura de 0ºC e
pressão 1,033 kgf / cm2. Conforme o fim a que se destinar, o ar comprimido deverá ser adequado
aos requisitos do usuário por meio de filtros e secadores de umidade.
Os seguintes conceitos são importantes.
Ar comprimido: é o ar nas condições supridas ao usuário.
Calor específico à pressão constante Cp: é definido pela relação Cp = dh / dT, onde: h = entalpia e
T = temperatura absoluta do gás, tido como “gás ideal”. O valor adotado termicamente do calor
específico do ar seco à pressão constante é de 0,1321 kcal / kg, à temperatura ambiente.
Calor especifico a volume constante Cv: é definido pela relação Cv = du / dT sendo u a energia
interna do gás. Para o ar seco, o valor adotado termicamente é de 0,0939 kcal / kg.
Compressão isotérmica: é aquela que ocorre sem elevação da temperatura (Pv= K).
Compressão adiabática: é aquela que ocorre sem transferência de calor, isto é, a compressão se
dá em um sistema com isolamento ideal. É a razão entre os calores específicos à pressão e a
volume constantes; n = Cp ÷ Cv = 0,1321 ÷ 0,0939 = 1,406. Tem-se como constante a relação
Pv1,406 = K.
Capacidade do compressor: é a vazão de ar comprimido recalcada pelo compressor.É expressa
em metros cúbicos por minuto à pressão e temperatura do ar de admissão, ar livre.
Descarga livre efetiva: é aquela referida à condição normal do ar atmosférico, ou seja, peso
especifico 1,214 kg / m3 , pressão 1,033 kgf / cm2 , temperatura 20°C, umidade relativa 30%.
Eficiência volumétrica: é a relação existente entre a capacidade e o volume teoricamente
deslocado pelo compressor.
Pressão manométrica: é a pressão na qual o sistema de ar comprimido irá operar. É
caracterizada pelo índice “g”, após o dimensional, por exemplo 7,0 kgf / cm2 g.
Pressão absoluta correspondente a um valor da pressão manométrica: é a pressão manométrica
acrescida da pressão atmosférica local.
Pressão absoluta do ar atmosférico Pb: é a soma da pressão parcial de vapor Pv com a pressão
parcial do ar seco Pa , Pb = Pv + Pa. (equação 1)
Temperatura absoluta do ar atmosférico: é a temperatura lida em um termômetro convencional,
adicionada de 273 quando referida a graus Celsius, resultando graus Kelvin e de 460, quando
referida a graus Farenheit, resultando graus Rankine.
Temperatura de bulbo seco do ar TBS: é aquela registrada no termômetro de bulbo seco.
Temperatura de bulbo úmido do ar TBU: é aquela registrada no termômetro de bulbo úmido.
Umidade absoluta do ar W: é a relação entre a pressão parcial de vapor (Pv) e a pressão parcial
de ar seco (Pa), definida pela expressão W = 0,622 x (Pv / Pa), (equação 2).
Esta equação representa a razão entre a massa de vapor e a massa de ar seco.
Umidade relativa do ar UR: é a relação entre a pressão parcial de vapor Pv e a pressão de saturação
do vapor Pg à mesma temperatura.
É definida pela expressão UR = Pv / Pg (equação 3)
Pv e Pg expressos nas mesmas unidades de pressão.
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1.2 COMPRESSORES
Classificação de Compressores
A pressão de ar comprimido é gerada por moto compressores alternativos ou rotativos.
Nos compressores alternativos de êmbolo ou de membrana de simples ou duplo estágio, o ar é
admitido em uma câmara de compressão. A compressão se faz por meio da redução do volume
útil dessa câmara, processada pelo deslocamento da peça móvel, no caso o êmbolo ou a
membrana.
Compressor alternativo sobre reservatório de ar
Nos compressores rotativos de palheta, de engrenagem ou de parafuso, o ar é admitido em uma
câmara, onde o rotor girante em alta rotação lhe imprime aceleração tangencial e energia
cinética, a qual por meio de um difusor é convertida em energia de pressão.
Compressor rotativo a ar com reservatório integrado
5
Compressão Adiabática do Ar
Os compressores realizam a compressão do ar de forma rápida tal que possa ser considerada
aproximadamente adiabática. O sistema de refrigeração do compressor faz com que a curva de
compressão fique um pouco abaixo da curva de compressão adiabática, mas por outro lado, o
aumento da pressão necessária para forçar o ar através das válvulas, faz com que o trabalho
realizado na compressão e na descarga do ar seja muito próximo daquele calculado, quando se
assume ser a compressão adiabática.
O diagrama abaixo corresponde à compressão adiabática em um compressor de um estágio.
A área (ABV2V1A) sob a curva PV1,4 = K corresponde ao trabalho de compressão. A área BCOV2B
corresponde ao trabalho de descarga do ar e ao produto P2V2.
A área DAV1OD corresponde ao trabalho realizado pela pressão atmosférica do ar de admissão
sobre o pistão e ao produto P1 x V1. Adicionando os trabalhos de compressão e de descarga,
diminuindo o trabalho da pressão atmosférica e dividindo o resultado por V1 (volume inicial),
obtém-se a pressão média no cilindro (Pm). Resolvendo e fazendo P2 / P1 = r, teremos:
−××
−
1
P
P
P
1 - 1,4
1,4
=
1,4
11,4
1
2
1Pm
−×× 1
P
P
P 3,5 =
0,285
1
2
1 [ ]1r P 3,5 = 0,2851 −×× ,
que é a equação da pressão média do ar em um compressor de um estágio. A potência de
compressão é expressa por: Pm = 3,5 x P1 x [r0,285 - 1] x Q, em kgf x m/s (equação 4 a)
onde:
Vejamos o que acontece quando a compressão for em múltiplos estágios. Considerando que
entre cada um ocorra um resfriamento, teremos:
- temperaturas finais mais baixas;
- potência necessária para comprimir menores;
- parte da umidade contida no ar eliminada;
- eficiência volumétrica aumentada pela diminuição das perdas de expansão do ar residual.
P1 = pressão inicial absoluta
Q = vazão em m3 / s
6
A condição ótima para se obter o consumo mínimo de energia de compressão consiste em dividir
o “Trabalho de Compressão” igualmente entre os vários estágios e procurar obter um
resfriamento até a temperatura inicial do estágio anterior.
O diagrama usado para indicar uma compressão adiabática em dois estágios combinado a um
resfriamento intermediário perfeito “inter cooling” tem a forma indicada na figura abaixo:
Aplicando a mesma conceituação para compressores alternativos de múltiplos estágios, teremos:
Compressores de dois estágios
−××
× ×
−
1r P
1 -1,4
1,42
= Pm 1,4 2
11,4
1 x Q ou ( )1r 0,143 −×× P 17 x Q em kgf x m/s (equação 4 b)
Compressores de três estágios
−××
× ×
−
1r P
1 - 1,4
1,43
= Pm 1,4 3
11,4
1 x Q ou ( )1 r P 10,5 0,09521 −×× x Q em kgf x m/s (equação 4 c)
Compressores de quatro estágios
−××
× ×
−
1r P
1 - 1,4
1,44
= Pm 1,4 4
11,4
1 x Q ou ( )1r P 14 0,07141 −×× x Q em kgf x m/s (equação 4 d)
1.2.1 Condições de Regime
Os conjuntos motos compressores devem operar em condições cíclicas de carga e alívio,
ajustadas em função dos valores de pressão mínima e máxima, requeridas pelo usuário. Para
este objetivo é necessário instalar um reservatóri de ar entre a descarga do compressor e o
usuário. O conjunto moto compressor estará em carga, quando suprindo ar comprimido ao
reservatório, elevando a pressão ao valor máximo. Caso contrário estará em alívio.
Supondo não haver demanda de ar pelo usuário,o período de carga de um moto compressor com
capacidade de 2000 Nm3/h, conectado a um reservatório com volume geométrico de 10m3,
operando na faixa de pressão absoluta de 6,0 kgf/cm2 a 8,0 kgf/cm2, será estimado a seguir:
- volume máximo de ar no reservatório a 8,0 kgf/cm2 : 80 m3;
- volume mínimo de ar no reservatório a 6,0 kgf/cm2 : 60 m3;
- variação volumétrica: 20 m3;
- capacidade do compressor a 8,0 kgf/cm2 : 2000 x 1,03 / 8= 257m3/h;
- tempo de carga: 20 / (257/ 60)= 4,6 minutos.
7
1.3 POTÊNCIA DE COMPRESSORES
Compressores Alternativos
Considerando:
vazão do ar comprimido: 0,00833 m3 / s
pressão barométrica local: 1,00 kgf / cm2
pressão do ar comprimido: 7,00 kgf / cm2 manométrica ou 8,0 kgf/cm2 absoluta
razão de compressão P2/P1: 8,0
Calcular a potência “N” para um compressor de um estágio e de dois estágios.
Solução:
Potência requerida para compressor de um estágio
N: 3,5 x 104 x 1 x [80,285 – 1] x 0,00833= 235,79 kgf.m / s
N: 235,79 x 1,3404 x 10-2= 3,1 Hp
N: 3,1 x 0,746 = 2,3 kW
Potência requerida para compressor de dois estágios.
N: 7 x 104 x 1 x [80,143 – 1] x 0,00833= 201,93 kgf.m / s
N: 201,93 x 1,3404 x 10-2 = 2,70 Hp
N: 2,70 x 0,746= 2,01 kW
Notas:
1 - As potências calculadas deverão ser corrigidas em função do rendimento do compressor na
faixa de 75 a 85% para compressores alternativos.
2 - O índice 104 está aplicado para transformar a pressão expressa em kgf/cm2 para kgf/m2.
Compressores Rotativos
A potência dos compressores rotativos poderá ser estimada considerando-se que, para se
comprimir 1,0 m3/min de ar atmosférico até a pressão de 7,0 bar serão necessários 7,46 kw.
Custo Operacional
Na hipótese do compressor recalcar 15 m3/min a 7,0 bar operarando 24 horas durante 30 dias e
supondo o custo do kWh equivalente a R$ 0,12, ter-se-á:
Custo mensal: 15 x 24 x 30 x 7,46 x R$ 0,12= R$ 9 668,16
Custo anual: 12 x R$ 9.668,16= R$ 116 017,92
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1.4 RESFRIAMENTO DE COMPRESSORES
Considerando:
vazão de ar comprimido: 10,65 m3 / min
temperatura do ar comprimido quente (t q a r ): 70ºC
temperatura do ar livre frio (t f a r ): 35ºC
temperatura de entrada da água no after cooler (t f á g u a ): 25ºC
temperatura de saída da água do after cooler (t q á g u a ): 30ºC
Calcular a vazão da água de resfriamento.
Solução:
O balanço térmico necessário à determinação da vazão de água, irá considerar as propriedades
termodinâmicas do ar comprimido e da água na temperatura média.
Cálculo da Temperatura Média do Ar: (70 + 35) / 2= 52,5 oC
Peso específico do ar a 52,5oC ( arρ ) 1,0877 kg / m3
Calor específico a 52,5oC (Cp ar) 1,040 kj / kg x oC
Cálculo da Temperatura Média da Água: (30 + 25) /
2= 27,5 oC
Peso especifico da água a 27,5oC ( águaρ ) 997,3 kg / m3
Calor específico da água a 27,5oC (Cp água) 4,179 kj / kg x oC
Balanço Térmico / Cálculo da Vazão Mássica de Água
.
m ar x cp ar x ∆tar =
.
m água x cp água x ∆tágua
10,65 x 1,0877 x 1, 040 x ( 70 – 35 ) =
.
m água x 4,179 x ( 30 – 25) ⇒
.
m água = 20,1 kg/min.
Cálculo da Vazão Volumétrica
(20,1 ÷ 997,3) x 1000 ⇒ 20,2 l/min
1.5 UMIDADE DO AR - CONDENSADO
Para se obter a masa de vapor de água condensada no processo de compressão, calcula-se a massa
de vapor no ar nas condições de admissão e a massa de vapor no ar nas condições de descarga. A
diferença entre a massa de vapor no ar de admissão e a massa de vapor no ar nas condições da
descarga, será a massa de vapor de água condensada.
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Procedimento para o cálculo do condensado
Considerando as condições na aspiração e na descarga de um compressor:
na aspiração vazão aspirada:
umidade relativa:
temperatura do ar:
pressão barométrica
70 Nm3/ h
60%
34°C
0,960 kgf / cm2
na descarga temperatura do ar
pressão manométrica de descarga do ar
50ºC
8,5 kgf / cm2 g
Calcular a Vazão de Condensado e a Vazão de Ar Comprimido Corrigida.
Pela tabela de vapor saturado Pg a 34°C = 0,05423 kgf / cm2. Logo na aspiração teremos,
Pv: 0,6 x 0,05423= 0,0324 kgf / cm2
Pa: 0,960 - 0,0324= 0,9276 kgf / cm2
W: 0,622 x (0,0324 / 0,9276)= 0,0217 kgágua / kgar seco
A massa de ar seco aspirada pelo compressor será determinada aplicando a expressão:
m ar =& Pa x V / Ra xT⇒ mar =& Pa x Po x Vo / Ra x To x P em kg/h, (equação 5)
onde:
Pa pressão parcial do ar seco
Po pressão barométrica normal
Vo vazão normal aspirada
Ra constante do ar
T temperatura local do ar em K
To temperatura normal em K
P pressão barométrica local. Aplicando a expressão, teremos:
87,42
0,96027329,27
410700,9276
arm =
××
×××
=
033,1
& kgar/h. O índice 104 corrige a pressão para kgf/m2.
Cálculo da Massa de Água Aspirada pelo Compressor 1,89 = 87,42 0,0217 mágua ×=& kgágua / h
Após a compressão, o ar está saturado a 50°C e 8,5 kgf / cm2. Nessas condições, teremos:
Pg = Pv = 0,12578 kgf / cm2
Pt: 8,5 + 0,960 kgf / cm2= 9,46 kgf / cm2.
Pa: 9,46 - 0,12578 = 9,3342 kgf / cm2.
W: 0,622 x ( 0,1258 / 9,3342 ) = 0,0084 kgágua / kgar seco
Serão condensados: 0,0217 - 0,0084= 0,0133 kgágua / kgar seco
Cálculo da Massa de Água Condensada
87,42 x 0,0133 = 1,162 kgágua / h ou 1,89 – ( 0,0084 x 87,42 ) = 1,16 kgágua / h
Cálculo da vazão de ar corrigida
Massa de ar suprida 87,42 - (1,89 - 1,16) = 86,69 Kgar / h.
Taxa de redução 87,42 → 100
86,69 → X = 99,16 ∴a taxa de redução será 100 - 99,16= 0,84%, logo a massa de ar
requerida será: 87,42 x 1,0084 = 88,15 kg / h
Cálculo da Vazão de Ar Aspirado Corrigida
( 88,15 x 29,27 x 273 x 0,960 ) ÷ (0,9276 x 104 x 1,033) = 75,59 Nm3 / h
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1.5.1 Dispositivos de Drenagem de Condensado.
Purgador de Bóia
Descrição Funcional
A água entra no purgador pela passagem A. A tela B protege o mecanismo
do dreno automático contra partículas em suspensão. A água, acumulada no
reservatório, aciona a bóia C que comanda a abertura do dreno, permitindo
que a pressão do ar comprimido expulse a água do reservatório. Eliminada a
água, a bóia desce e a válvula se fecha.
Separadores de Umidade
De
scri
ção
Fu
nci
on
al
O ar em alta velocidade contendo partículas de condensado em suspensão, entra no separador
pela conexão, e imediatamente a velocidade é bastante diminuída, sendo obrigado a fazer uma
mudança de direção. Devido à baixa inércia, o ar muda facilmente de direção, porém as partículas
de condensado chocam-se contra o defletor, percolando no mesmo.
Essas gotículas formarão gotas maiores que, por gravidade, escorrerão pela placa defletora,
caindo para a conexão de drenagem. O ar isento de umidade segue para a conexão de saída.
Diagrama de Montagem do Separador
Item Qtde. Descrição Material Especificação
1 1 Corpo Aço carbono ASTM-A 106 gr. B sch.80
2 1 Defletor Aço carbono ASTM-A 285 gr. C
3 2 Flanges Aço carbono ASTM-A 181 gr. I
4 2 Tubos Aço carbono ASTM-A 53 sch. 80
5 1 Bujão Aço carbono ASTM-A 105
6 2 Torrisférico
s
Aço carbono ASTM-A 285 gr. C
Legenda:
1- separador de umidade
2- válvula de esfera
3- filtro Y
4- purgador
11
1.6 SECADORES DE AR
1.6.1 Secadores de Ar Tipo Frigorífico
O secador frigorífico é composto
basicamente por dois trocadores
de calor, o primeiro “ar/ar” o
segundo “ar/refrigerante”. A
secagem do ar processa-se
quando o ar úmido e quente
vindo do compressor é admitido
no secador, passando pelo
trocador “ar/ar” onde é resfriado
pelo ar frio e seco que sai do
secador. A seguir o fluxo de ar
comprimido parcialmente
resfriado é admitido no trocador
“ar/ fluido frigorífico”, onde é
resfriado ao ponto de saturação “+2oC”. Ocorre então a condensação e conseqüente eliminação
do fluxo condensado por meio de purgadores. Nesta condição, isento de umidade, o ar frio e seco
é readmitido no trocador de calor “ar/ar”, onde é aquecido pelo ar quente e úmido que entra no
secador, e então direcionado ao consumo.
Fluxograma do processo de secagem frigorífica
Esse processo contempla 15 componentes dispostos conforme figura 2.
Figura 2 – Fluxograma Frigorífico
01 - compressor frigorífico
02 - separador de óleo
03 – condensador
04 - tanque de líquido
05 - válvula.solenóide
06 - válvula de expansão termostática
07 - trocador ar / refrigerante
08 - trocador ar / ar
09 - purgador
10 - descarga de condensado
11 - manômetro de alta pressão
12 - pressostato diferencial
13 - manômetro de baixa pressão
14 - termômetro
15 - termostato
12
Seleção e especificação de secadores frigoríficos
A seleção se faz encontrando um valor de vazão expresso em normais metros cúbicos por hora
com o qual será especificado o modelo do fabricante escolhido.
Exemplificaremos para o caso da Dominick Hunter, considerando as condições:
Ar comprimido úmido
Ar livre
Como as condições do projeto não são as condições do padrão, ou seja,
- pressão do ar 7,0 kgf/cm2, temperatura do ar úmido 38°C e temperatura ambiente +35°C,
faz-se necessário corrigi-las aplicando a expressão: C = fP x fTf x fTa x V, onde:
C capacidade tabelada, em m3/h ou pcm
V vazão do ar comprimido a ser tratado, em m3/h ou cfm
P pressão do ar comprimido ao entrar no secador bar g 4 5 6 7 8 10
fP fator de correção de pressão 1,15 1,08 1,04 1,00 0,97 0,93
Tf temperatura do ar comprimido ao entrar no secador oC 30 35 38 40 45 50
fTf fator de correção de temperatura 0,90 0,96 1,00 1,08 1,28 1,52
Ta temperatura do ambiente onde será instalado o secador oC 25 28 30 35 38 40
fTa fator de correção da temperatura do ambiente 0,88 0,92 0,94 1,00 1,04 1,06
Para as condições citadas e aplicando os fatores de correção, será especificado o modelo 1150,
da Dominick Hunter com 12 HP e ∆P = 0,71 bar, conforme tabela abaixo:
Modelo 005 009 012 021 035 045 060 080 115 140 190 260 380 470 570 750 1150
Capacidade m3/h 20 30 40 75 125 160 215 290 410 500 680 950 1370 1700 2000 2740 4150
∆P bar 0,11 0.11 0.11 0.11 0.21 0.20 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21 0.21
Potência HP 0.17 0.50 0.50 0.75 0.75 0.75 1.00 1.00 1.50 2.50 2.50 2.50 5.00 6.00 6.00 10.00 12.00
Isto porque C = 0,97 x 0,96 x 0,92 x 4700 = 4026 Nm3 / h, sugerindo a vazão
de 4150 Nm3/h.
Cálculo da Vazão Mássica de Condensado Gerado nesse Secador Figorífico
A massa de água condensada nesse secador, admitindo o fluxo de ar comprimido nas condições
citadas no exemplo da página 9, será calulada como a seguir:
Considerando o ar saturado a +2°C e 8,5 kgf / cm2, teremos:
Pg = Pv= 0,007193 kgf / cm2
Pt: 8,5 + 0,960 kgf / cm2= 9,46 kgf/cm2
Pa: 9,3342 - 0,007193= 9,3270 kgf / cm2.
W: 0,622 x ( 0,007193 / 9,3270 )= 0,0004768 kgágua / kgar seco
serão condensados: 0,0084 - 0,0004768= 0,007983 kgágua / kgar seco
Massa de água condensada: 86,69 x 0,007926= 0,686 kgágua / hora
Vazão de ar úmido 4700 Nm3/h
Pressão do ar úmido 8,0 kgf/cm2g
Temperatura do ar úmido 35°C
Umidade relativa 60%
Temperatura de bulbo úmido 22°C
Temperatura de bulbo seco 28°C
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1.6.2 Secadores de Ar por Adsorção
Normalmente é constituído por duas colunas de secagem uma em stand-by, filtros para retenção
de partículas e óleo e um aquecedor de ar, como indicado no fluxograma, figura 3 abaixo:
Figura 3 – Secadores por Adsorção
Descrição funcional:
Secagem e purificação do ar
O fluxo de ar úmido e eventualmente contaminado é admitido no filtro de entrada FE ocorrendo a
retenção de partículas e de óleo. O condensado formado é eliminado pelo purgador. O fluxo de ar
nesta condição é admitido na coluna de adsorção onde se processa a secagem; e então liberado
ao usuário.
Reativação da coluna saturada
A reativação da coluna saturada é processada por um volume de 5% de ar seco aquecido, a ela
dirigido no sentido oposto ao de operação, arrastando a umidade adsorvida para a atmosfera. A
seguir o aquecedor é desligado e o ar frio continua escoando através da coluna, resfriando-a.
A válvula de descarga é então bloqueada e a coluna se pressuriza pela continuidade do fluxo de
reativação. Este procedimento evita as oscilações de pressão nesta coluna quando de seu
retorno ao processo.
Nota: o ponto de orvalho nesses secadores é de - 40oC a -70oC.
Legenda:
FE filtro de entrada
CS coluna de secagem
FS filtro de saída
AQ aquecedor elétrico
P purgador automático
TI indicador de temperatura
PI indicador de pressão
TSH controlador de temperatura
14
Arranjos construtivos
1 - Sem aquecedor
Utiliza apenas o calor gerado na adsorção, processo exotérmico, para aquecer e regenerar o
material adsorvedor do leito saturado. Esse processo promove consumo elevado do próprio ar
comprimido, cerca de 15%.
2 - Com bomba de vácuo
É similar ao sem aquecedor, mas possui uma bomba de vácuo que reduz a contra-pressão
exercida pela atmosfera, neutralizando as forças de atração / adesão do material adsorvedor.
Assim, é possível reduzir até 2% do consumo de ar comprimido para a regeneração, porém
demanda um adicional de energia elétrica para geração do vácuo.
3 - Com aquecimento interno
Possui resistência interna elétrica ou a vapor que aquece o leito saturado até a temperatura de
regeneração, quando um pequeno fluxo de ar encarrega-se da purga. Se a resistência for usada
apenas para aquecer o ar de regeneração, haverá a necessidade de maior consumo de ar, cerca
de 8%.
4 - Com aquecimento externo
O fluxo de ar de regeneração é aquecido por resistência externa aos leitos. Nesse caso ocorrem
perdas significativas de calor para o meio-ambiente, e consumo de até 8% de ar de regeneração.
5 - Com soprador
É similar ao tipo “com aquecimento externo”, mas possui um soprador que capta o ar ambiente,
aquecendo-o e direcionando-o para o leito a ser regenerado.
Dessa forma o consumo de ar comprimido para fins de regeneração é eliminado.
Ciclos operacionais dos secadores de ar por adsorção por coluna
Ciclo completo de funcionamento: 16,00 horas
Operação contínua até a saturação: 8,00 horas.
Reativação (aquecimento): 6,50 horas.
Resfriamento: 1,00 hora.
Pressurização: 0,5 hora.
1.7 RESERVATÓRIOS DE AR
São previstos para promover a regularização da intermitência do fluxo descarregado pelo
compressor, ou para operar como acumuladores pneumáticos, garantindo o suprimento do fluxo
de ar comprimido, quando da parada do conjunto moto compressor, por corte não previsto da
energia elétrica. Com a redução da velocidade do fluxo de ar comprimido, quando da entrada no
interior do reservatório, a condição de condensação da umidade contida no gás em escoamento é
acentuada. Assim os reservatório deverão ser equipados com purgadores automáticos montados
no tampo inferior.
A instalação e o projeto desses reservatórios devem estar em conformidade com as posturas
normativas da norma regulamentadora NR 13, do Ministério do Trabalho.
15
Dimensional dos reservatórios de ar comprimido pré fabricados
16
Dimensionamento volumétrico de reservatórios de ar comprimido
Pode ser feito por dois critérios, em função da vazão (Q) aspirada pelo compressor.
Primeiro: sugerido para reservatórios destinados à regularização da intermitência do fluxo
descarregado pelo compressor: Q 5 =V × , em m3 (equação 6 a)
onde: Q - vazão aspirada em m3/min.
Segundo mais usual, 3 Q V = , em m3 (equação 6 b)
onde Q é a vazão aspirada em m3/h.
Se o reservatório visar garantir o suprimento de ar sem o fluxo de abastecimento funcionando
como um acumulador, o dimensionamento volumétrico será feito em função da autonomia
desejada por ciclos de operação, como indicado.
Dimensionamento volumétrico de acumuladores de ar comprimido
Calcular o volume de um acumulador para atender às seguintes condições:
temperatura: 20 °C
consumo por ciclo: 5,41 Nm3 / ciclo
pressão máxima operacional: 9,0 kgf / cm2g
pressão mínima operacional: 7,0 kgf / cm2g
número de ciclos requerido: 2
Sequencia de cálculo
arbitrar o volume geométrico do acumulador;
calcular o volume normal correspondente à pressão máxima;
deduzir o volume do primeiro ciclo;
calcular a pressão residual e compará-la com a condição requerida.
- Volume do reservatório arbitrado: 7,5 m3
- Volume normal : =V
20) + (273
7,5 1,03) + (9
=
20) + (273
V1,03
⇒
××
73,03 Nm3
- Volume residual após o 1° ciclo: 73,03 - 5,41 = 67,62 Nm3.
- Pressão residual após o 1° ciclo: ⇒
××
20) + (273
7,5 1P
=
20) + (273
67,62
1,03 P1 = 9,28 kgf/cm2a 8,25 kgf/cm2g
Este valor é maior que o mínimo operacional com o que se conclui ser o volume arbitrado
suficiente para um ciclo.
Repete-se a mesma seqüência para verificar o atendimento ao 2o ciclo.
-Volume residual após 2° ciclo: 67,62 - 5,41 = 62,21 Nm3.
- Pressão residual após 2° ciclo: ⇒××
20) + (273
7,5 P
=
20) + (273
62,21 1,03 2
P2 = 8,54 kgf/cm2a 7,51 kgf/cm2g
Esta pressão sendo maior que a mínima operacional, demonstra que o volume arbitrado atenderá
aos dois ciclos.
Notas: 1 - Para o dimensionamento estrutural do reservatório, ver página 195.
2 - Para o dimensionamento da válvula de segurança, ver página 161.
17
1.8 TRATAMENTO DE AR COMPRIMIDO
A qualidade do ar comprimido é definida pela norma ISO 8573 nas classes: 1.1.1, 1.2.1, 1.4.1,
1.7.1, 2.1.1, 2.2.1. A qualidade de cada classe e os componentes necessários estão indicados no
esquema abaixo.
Indicações para uso das classes
1 - Recomendado para uso geral, proteção localizada de válvulas, cilindros, sopragem, pintura,
ferramentas pneumáticas, automação e jateamento.
2
- Recomendado para utilização nos setores automobilísticos, mecânicos, metalúrgicos,
plásticos, têxteis, papéisl e celulose.
3 - Recomendado para garantir a eliminação de odores e menor teor residual de óleo. É sugerido
nas indústrias alimentícias, químicas e farmacêuticas.
4 - Recomendado quando o ar comprimido entrar em contato com produtos higroscópicos:
cimento, leite em pó, resinas, liofilizados e pastilhas efervescentes, devido ao risco de absorção
do vapor de água ou quando o ar comprimido for submetido a baixas temperaturas devido ao
risco de congelamento do vapor de água.
5 - Recomendado quando houver necessidade de baixíssimo ponto de orvalho com retenção
máxima de particulados, como na fabricação de fibras óticas, circuitos integrados, compact discs,
semicondutores e na instrumentação.
1) Classe ISO – 8573 1.7.1, Retenção 0,01 µ m
Ponto de Orvalho 30 a 45oC – Residual de óleo 0,01
mg/m3
2) Classe ISO – 8573 1.4.1, Retenção 0,01 µ m
Ponto de Orvalho 3 oC – Residual de óleo 0,01
mg/m3
3) Classe ISO – 8573 1.4.1, Retenção 0,01 µ m
Ponto de Orvalho 3 oC – Residual de óleo 0,03
mg/m3
4) Classe ISO – 8573 2.2.1, Retenção 1,0 µ m
Ponto de Orvalho -40oC – Residual de óleo 0,001
mg/m3
4) Classe ISO – 8573 2.1.1, Retenção 1,0 µ m
Ponto de Orvalho -70oC – Residual de óleo 0,001
mg/m3
5) Classe ISO – 8573 1.2.1, Retenção 0,01 µ m
Ponto de Orvalho -40oC – Residual de óleo 0,001
mg/m3
5) Classe ISO – 8573 1.1.1, Retenção 0,01 µ m
Ponto de Orvalho -70oC – Residual de óleo 0,001
mg/m3
18
1.9 FILTROS DE AR
Os filtros convencionais trabalham com telas de nylon ou bronze sinterizado, semelhantes a uma
peneira, sendo sucetíveis aos seguintes problemas:
- rápida obstrução;
- granulometria de 5, 10, 25, 50 e 100 mícrons;
- impossibilidade de retenção de partículas menores que a malha;
- ineficiente para eliminação de condensado e aerossóis de água e óleo.
Os filtros coalescentes apresentam um proceso de filtragem utilizando elementos de microfibra de
boro silicato de densidade graduada, dispostas aleatoriamente formando um labirinto, permitindo
porém, a permanência de vazios, que tem a função de garantir baixa resistência ao fluxo e
impedir a rápida obstrução do elemento. A palavra coalescente aplicada para filtragem de ar se
refere a um processo em regime permanente de aerossóis de líquidos de dimensões
submicrômicas e, que são aglomeradas em gotas maiores, através de colisão e aderência com a
microfibra de boro silicato. Além destes filtros permitirem a retenção de partículas muito menores,
da ordem de 0,01 mícron, pelo mesmo método conseguem reter condensado e aerossóis de água
e óleo.
Componentes do filtro coalescente
Invólucro
Em aço inoxidável com mostrador para verificação de saturação.
Temperatura limite de 70oC e pressão classe 16.
Conexões flangeadas ou roscadas, segundo a norma ANSI.
Elemento filtrante
- dois revestimentos em aço inoxidável à prova de choque mantêm o pré-
filtro e o meio filtrante em posição;
- a cobertura de espuma elimina a possibilidade de passagem de líquidos
para o ar filtrado;
- os tampos das extremidades encontram-se firmemente fixos ao
revestimento interno, por meio de resina epóxi;
- cada tampo incorpora dois anéis “O ring”.
Identificação dos componentes:
1. camada externa do filtro;
2. revestimento em aço inoxidável;
3. primeira camada: pré-filtro;
4. segunda camada: meio filtrante em rede de microfibras sem
aglutinantes.
Perda de carga em filtros coalescentes
Retenção até 1,0 µm p erda de 0.14 bar.
Retenção até 0,01µm p erda de 0.20 bar.
Retenção até 0,001µm p erda de 0.30 bar.
19
Capacidade de filtragem
Filtros para remoção de partículas de óleo, água e odores
Capacidade a 7
Kgf /cm2 Dimensões em mm
Elemento
Filtrante Carcaça
tamanho Nm3 / h SCFM
Conexões
rosca BSP A B C D
Peso
Kg Tipo Qte
.
0009 90 54 3/8” 275 Ø 70 180 150 1,5 03/10 1
0012 120 72 ½” 335 Ø80 235 200 1,6 04/20 1
0027 270 162 1” 415 Ø105 295 255 2,2 05/25 1
0048 480 288 1 ½” 580 Ø150 405 345 5 07/30 1
0072 720 432 2” 580 Ø150 405 345 6 10/30 1
0108 1080 648 2” 1016 Ø200 901 450 28 15/30 1
0144 1440 864 2 ½” 1016 Ø200 901 580 33 20/30 1
0192 1920 1152 3” 1316 Ø200 1191 850 40 30/30 1
0288 2880 1728 3” 1351 Ø260 1206 850 54 30/50 1
Notas:
- filtros tamanhos 0009 – 0072 carcaça em alumínio contendo purgador automático tipo bóia e
manômetro diferencial;
- filtros tamanhos 0108 – 0288 carcaça em aço carbono contendo purgador automático tipo
termodinâmico e manômetro diferencial;
- disponíveis para pressões até 16 bar e temperatura até 70ºC.
Filtros esterilizantes
Capacidade a 7
kgf /cm2 Dimensões em mm
Peso
kg
Elemento
Filtrante Carcaça
tamanho
Nm3 / h SCFM
Conexões
rosca BSP
A B C D Tipo Qte
.
0009 90 54 3/8” 216 Ø 110 55 80 1,8 03/10 1
0012 120 72 ½” 244 Ø180 55 110 2,2 04/20 1
0027 270 162 1” 297 Ø125 74 135 3,0 05/25 1
0048 480 288 1 ½” 370 Ø160 81 185 4,9 07/30 1
0072 720 432 2” 452 Ø160 81 260 5,8 10/30 1
0108 1080 648 2” 579 Ø170 81 390 6,7 15/30 1
0144 1440 864 2 ½” 752 Ø200 110 515 18 20/30 1
0192 1920 1152 3” 1005 Ø200 110 770 20 30/30 1
0288 2880 1728 3” 1034 Ø240 125 770 21 30/50 1
Notas:
- carcaça: totalmente em aço inox;
- disponível para pressões até 16 bar.
20
1.10 PROJETO
Generalidades
O projeto de um sistema de ar comprimido engloba duas áreas: a de produção e a de distribuição
do ar. Em ambas, há de se definir os equipamentos componentes, a partir do que, será possível
especificar os materiais aplicáveis, de forma que o usuário do ar comprimido possa ser
plenamente atendido, de acordo com suas necessidades
Na produção de ar comprimido consideram-se os equipamentos:
- moto-compressores, reservatórios, filtros de admissão, secadores de ar e purgadores.
Na distribuição do ar comprimido considera-se:
- tubos, conexões, filtros, válvulas, mangueiras, lubrificadores / reguladores, cilindros,
instrumentos, purgadores e painéis pneumáticos.
Traçado de redes de distribuição
Para um bom projeto de sistema de distribuição, o traçado das redes deverá obedecer o
planejamento mostrado a seguir:
- marcar em planta os pontos de utilização, indicando o consumo, pressão, temperatura, natureza
do ar requerido e simultaneidade de operação;
- escolher o local da casa de compressores que, na medida do possível, deverá ficar no centro
geométrico dos consumos. Contudo, na maioria dos casos esta centralização não é viável por
interferências diversas;
- implantar a rede de distribuição.
- marcar em planta as posições das válvulas de shut-off de linha, manômetros, lubrificadores e
acessórios em geral;
- prever declividade na linha de forma a permitir o escoamento do condensado; no caso de redes
niveladas, prever dispositivos de drenagem que irão coletar o fluxo condensado.
- implantar purgadores nos pontos baixos, e instalar dispositivos de drenagem nos trechos de
transição de elevações e nos trechos horizontais, a cada 40 metros;
- implantar a instrumentação de indicação e de controle de acordo com as necessidades
processuais;
- projetar a tomada de ar para o consumo pela parte superior da rede de alimentação;
- verificar a necessidade ou não de se instalar junto ao ponto de consumo, filtros lubrificadores e
reguladores de pressão;
- verificar a necessidade de amortecedores de vibrações e conexões rotativas;
- identificar as redes e cada componente em conformidade com o programa;
- identificar os suportes e indicar os espaçamentos entre os suportes;
- concentrar os bocais dos reservatórios de ar em setores angulares
para viabilizar a instalação
de escada e bocas de visita.
Simbologia
Na elaboração do projeto há de se considerar uma simbologia que represente os componentes
envolvidos na geração, distribuição, armazenagem e distribuição do ar comprimido, bem como
equipamentos, válvulas direcionais, válvulas de bloqueio, válvulas de regulagem, cilindros e
reservatórios.
Essa simbologia para uso em fluxogramas está indicada a seguir.
21
22
Fluxograma de engenharia
Centrais de Geração
Com secador frigorífico Com secador de adsorção
23
Fluxograma de engenharia
Sistema usuário
24
Arranjo sugerido para Casa de Máquinas
25
Isométrico geral referente ao fluxograma de engenharia do sistema usuário, página 23.
26
Spools de fabricação
27
Componentes das Redes de Distribuição
Válvula Gaveta indicada para condições operacionais ON-OFF. Não tem restrição diametral.
Permite uma passagem do fluxo totalmente livre.
Válvula Esfera indicada em alternativa à válvula gaveta, porém limitada a 4”.
Válvula Globo indicada para controle de vazão do fluido.
Válvula de Retenção indicada para reter o refluxo do ar comprimido.
Válvula de Segurança é um dispositivo de alívio de pressão caracterizado pela abertura total e
imediata.
Válvula de Alívio idêntica à de segurança, porém a abertura é proporcional à pressão.
Válvula Direcional de Duas Vias: indicada para acionamento de cilindros pneumáticos. Possui duas
posições, permitindo ou não a passagem de ar.
Válvula Direcional de Três Vias: indicada para acionamento de cilindros pneumáticos. Possui uma
entrada de ar, uma saída e um escape para a atmosfera.
Estas válvulas direcionais para serem acionadas requerem um atuador mecânico, elétrico ou
pneumático.
Purgadores: previstos para drenagem do condensado formado. O condensado é admitido no
corpo do purgador pela conexão de entrada e acumula no fundo forçando a bóia no sentido
ascendente com o que ocorre a abertura de descarga. Uma vez descarregado o condensado, o
purgador tende a ficar pressurizado bloqueando o fluxo do condensado. Para eliminar tal bloqueio
é previsto uma conexão de equilíbrio que deve ser ligada à rede, ver página 10.
Lubrificadores: previstos para ajustar a vazão de óleo lubrificante conforme requerido pelo
equipamento a ser lubrificado, possibilitando ainda suspender momentaneamente o fluxo
lubrificante para recarga de óleo, sem interrupção do fluxo de ar.
Cilindros: podem ser de simples ação quando a força desenvolvida for apenas em uma direção.
Quando esta for desenvolvida tanto no avanço como no retorno do cilindro este é dito de dupla
ação. Podem ser de eixo simples ou passante com ou sem regulagem de curso e com ou sem
tubo de parada, ver página 29.
Filtros: previstos para processar a separação das impurezas pela ação de força centrífuga,
partículas maiores e pela passagem do ar em um elemento filtrante. Podem ainda ser usados
para remoção de óleo, vapores ou odores de hidrocarbonetos do ar comprimido, ver página 18.
Mangueiras: podem ser de dois tipos: borracha sintética com reforço de trançado têxtil e
cobertura de borracha sintética ou borracha sintética com trançado interno de fio têxtil, reforço
com trançado de aço e cobertura têxtil impregnado com borracha sintética. Em ambos os casos
os terminais das mangueiras poderão ser fixos ou giratórios, reusáveis ou não.
Tubos e conexões: conforme especificação apresentada a seguir.
28
Especificação de materiais dos componentes das redes de ar comprimido
FLUIDO: Ar Comprimido NORMA BÁSICA: ANSI B31.3 TEMPERATURA (ºC): 65
CLASSE: 150 AQUECIMENTO: NÃO PRESSÃO (MPA): 1.05 CORROSÃO: 1.27mm ISOLAMENTO:NÃO
DIÂMETRO NOMINAL - mm
ITEM CARACTERÍSTICA
15 a 50 65 a 250 300 a 600 650 a 1200 > 1200
DIMENSIONAL NBR 5587
ESPESSURA CLASSE R CLASSE N
ACABAMENTO PRETO OU GALV.
MATERIAL NBR 5590 GR A ou B
EXTREMIDADES PLANA BISELADA
TUBO
FABRICAÇÃO COM COSTURA
DIMENSIONAL NBR 6943 ABNT PB 157
ESPESSURA CLASSE 10 IGUAL A DO TUBO
ACABAMENTO PRETO
MATERIAL NBR 6590 ASTM A 234 WPB NBR 5590 (1)
CONEXÕES
EXTREMIDADES ROSCA NBR 6414 BISELADA
DIMENSIONAL ANSI B 16.5 (2)
CLASSE CL 150
TIPO/FACE SOBREPOSTO – COM RESSALTO
FLANGE
MATERIAL ASTM A 105 GR B
CORPO NBR 6314 ASTM A 216 GR WCB
INTERNOS AÇO INOX
EXTREMIDADES ROSCA NBR 6414 FLANGE ANSI B 16.5
GERAL
CLASSE PN 16 CL 150
CASTELO CPPU PARAFUSADO AO CORPO
HASTE HARI HARE
V
G
A DIMENSIONAL NBR 8465 ABNT EB 141 / I
TIPO DE CORPO TRIPARTIDO BIPARTIDO
DIMENSIONAL NBR 10284 ABNT EB 141 / II
V
E
S
VEDAÇÃO PTFE
DIMENSIONAL
B
L
O
Q
U
E
I
O V
B
L VEDAÇÃO
-
-
CASTELO CPPU PARAFUSADO AO CORPO
HASTE HARI HARE
CO
N
TR
.
V
G
L
DIMENSIONAL NBR 8466 ABNT EB 141 / V
TIPO PORTINHOLA
DIMENSIONAL
V
Á
L
V
U
L
A
V
R
E
TAMPA
TIPO MÁQUINA ANSI B 18.2.1/2 SEXTAVADA SÉRIE PESADA
MATERIAL ASTM A 307 GR B
ROSCA ANSI B 1.1
PARAFUSOS
E
PORCAS
ACABAMENTO GALVANIZADO
TIPO PRÉ CORTADA PARA FLANGE COM RESSALTO
JUNTA
MATERIAL PAPELÃO HIDRÁULICO NBR 5893 ESPESSURA: 1,6 mm
NOTAS 1 - CONEXÕES GOMADAS FABRICADAS DE TUBO OU CHAPA SOLDADOS, VER PÁGINA 14.8.
2– FLANGES DN<65 SÃO USADOS SÓ EM CASOS ONDE A ROSCA NÃO É INDICADA; NESTE CASO USAR FLANGES DE
ENCAIXE.
29
1.11 PARÂMETROS DIMENSIONAIS
Velocidades de escoamento nas tubulações:
admissão 5 a 6 m/s
distribuição principal 6 a 8 m/s
distribuição secundária 8 a 10 m/s
mangueiras 15 a 30 m/s
Perda de carga entre o ponto de referência e o ponto mais afastado: 0,30 kgf/cm2.
Vazamento máximo de 10% da vazão máxima simultânea.
Declividade das linhas 0,5% a 1,0%.
Referente ao consumo de ferramentas pneumáticas, segundo Atlas Copco com valores
expressos em m3 / min referidos a 7,0 kgf / cm2 e 20°C.
Tipo Consumo Mínimo Consumo Máximo
soprador 0,65 1,95
secador 0,30 0,60
rebarbador 0,37 0,74
bico de limpeza 0,50 0,50
esmerilhadeira 0,50 0,50
furadeira 0,30 0,40
rosqueadeira 0,90 1,10
rebitador 0,34 1,30
chave de impacto 0,25 0,34
pistola de pintura 0,50 1,55
jato de areia 1,55 1,55
Referente ao consumo de cilindros pneumáticos
Diâmetro Consumo de ar em dm3 por ciclo Avanço e Retorno por milímetro de curso sob várias pressões em kgf/cm²
Cilindro haste 1.5 4.0 7.0 10.0 12.0 15.0 18.0 21.0
1 ½” 5/8” 0,005 0,010 0,016 0,022 0,026 0,032 0,038 0,044
2” 5/8” 0,009 0,019 0,030 0,041 0,049 0,060 0,071 0,082
2 ½” 5/8'” 0,015 0,031 0,049 0,067 0,080 0,098 0,116 0,135
1” 0,025 0,050 0,081 0,111 0,132 0,162 0,192 0,223 3 ¼” 1 3/8” 0,024 0,048 0,077 0,105 0,125 0,154 0,193 0,212
1” 0,039 0,078 0,125 0,172 0,203 0,250 0,297 0.344 4” 1 3/8” 0,039 0,078 0,125 0,172 0,203 0,250 0,297 0.332
1” 0,062 0,124 0,198 0,272 0,322 0,396 0,470 0.544 5” 1 3/8” 0,061 0,121 0,194 0,267 0,315 0,388 0,461 0,533
1 3/8” 0,089 0.177 0,284 0,390 0,461 0.568 0,674 0.781 6” 1 ¾” 0,087 0,174 0,279 0,384 0,453 0,558 0,562 0,767
1 3/8” 0,159 0,318 0,510 0,701 0,829 1,020 1,211 1,402 8” 1 ¾” 0,158 0,316 0,506 0,696 0,822 1,012 1,201 1,391
1 ¾” 0,249 0,498 0,797 1,096 1,295 1,594 10” 2” 0,248 0,496 0,794 1,092 1,290 1,588
2” 0,359 0,719 1,150 1,581 1,869 2,300 12” 2 ½” 0,359 0,719 1,150 1,581 1,869 2,300
Referente à força exercida pelos cilindros pneumáticos
kgf/cm² 1.4 2.8 4.2 5.6 7.0 8.4 9.8 11.2 12.6 14.0 15.4
16.8 18.2 19.6 21.0 Diâmetro
Cilindro Psi 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300
1 ½” 16
255
32 48 64 80 96 112 128 144 160 176 192 208 224 240
2” 28 56 84 112 140 166 196 224 252 280 308 336 364 392 420
2 ½” 44 88 132 176 220 264 308 352 396 440 484 528 572 616 660
3 ¼” 75 150 225 300 375 450 525 600 675 750 825 900 975 1050 1125
4” 113 226 339 452 565 678 791 904 1017 1130 1243 1356 1469 1582 1695
5” 179 358 537 716 895 1074 1253 1432 1611 1790 1969 2148 2327 2506 2685
6” 255 510 765 1020 1275 1530 1785 2040 2295 2550 2805 3060 3315 3570 3825
8” 454 1908 1362 1816 2270 2724 3178 3632 4086 4540 4994 5448 5902 6356 6810
10” 709 1418 2127 2836 3545 4254 4963 5672 6381 7090 7799 8508
12
Força
em kgf
1021 2042 3063 4084 5105 6126 7147 8168 9189 10210 11231 12252
30
1.12 CIRCUITOS PNEUMÁTICOS
Painéis Pneumáticos / Válvulas Direcionais
Fluxograma Pneumático
Cálculo da vazão de ar requerida para o acionamento de cilindros
Exemplo numérico
Determinar a vazão de ar comprimido em m3/h, para suprir o consumo de ar comprimido de um cilindro
de 2 ½” com haste de 5/8”, necessária para promover um deslocamento de 10cm (5+5) em 30s.
Considerar a pressão na entrada do cilindro equivalente a 4,0 bar.
Solução:
- consumo unitário, conforme tabela página anterior 0,031 dm3/mm
- consumo total 0,031 x 100 = 3,1 litros
- vazão
100030
360013
×
×,
=0,372 m3/h a 4,0 bar.
31
Folha de dados para dilindros pneumáticos
ITEM DESCRIÇÃO
1 Cilindro pneumático: 8 Garfo ponteira fêmea 1 peça
Fabricante de Referência : Parker Rosca 16unf: ø 3/4"
Código de referência: 3520M0510-137-0450 Material: aço
Local: Silo de Bolas SI-144A-9507 Código de referência: 3520-0020
Serviço: Acionamento da comporta Fabricante: Parker
Modelo: Informar Pino com anéis elástico p/ garfo: 1 peça
Item: Informar Material: aço
TAG: CP-144A-9507 Código de referência: 3520.3346 D
ES
CR
IÇ
ÃO
Quantidade: 1 peça
AR
TI
CU
LA
ÇÃ
O
Fabricante: Parker
2 Período de trabalho 24 h/dia ; 365 dias/ano
Ciclo de trabalho: a cada 10 minutos
Serviço (pesado; médio; leve): Pesado
Ambiente (poeirento; úmido; corrosivo): Poeirento / Úmido
Fluido ar comprimido filtrado e lubrificado
Temperatura ambiente: 10 a 40 °C
Temperatura de trabalho: -10 a 80 °C
Altitude: 840 m
Força desenvolvida (avanço/retorno): 445 / 427 kgf
Pressão de serviço: 3,60 kgf/cm²
Pressão de projeto: 10 kgf/cm²
CO
ND
IÇ
AÕ
DE
O
PE
RA
ÇÃ
O
Curso: 450 mm
3 Tipo de cilindro: Dupla ação
Diâmetro do cilindro: 5”
Extremidade da haste: Rosca externa ø3/4” 16-UNF-2 A
Diâmetro da haste: 1”
Curso máximo : 450 mm
Tipo de fixação: Munhão central
Conexões : ø1/2” NPT
Materiais: camisa Alumínio / Latão
cabeçote Alumínio / Ferro fundido
haste Aço inox.
mancal da haste Bronze
êmbolo Alumínio / Ferro
guarnições Buna-N
Proteção para a haste (sanfona): Sim
Material da sanfona : Neoprene
Código da sanfona: 1923-211X
fabricante: Paker
Ação: Ar para abrir e fechar
Posição de Falha elétrica: Fechado
CA
RA
TE
RI
ST
IC
AS
CO
NS
TR
UT
IV
AS
Posição de Falta de Ar: manter fechado
4 Válvula direcionadora com Solenóide simples: Sim
Tipo : 5 vias
Alimentação elétrica: 120V – CA - ± 10%, 60Hz
Conexão elétrica : 3/4” NPT.
Invólucro ( IEC / 44 ) : IP65
Conexão pneumática : 1/2” NPT.
Pressão do ar de suprimento: 5,0 kgf/ cm²
Filtro regulador e lubrificador de linha Sim
Sensores magnético para indicação do posicionamento: Sim
Placa de identificação: Sim
Material da placa: Aço Inox
AC
ES
SO
RI
O
S
Caracteres: Em baixo relevo
5 Espigões serrilhados roscado : ø 1/2" NPT
quantidade
Niples duplos roscado: 1/2" NPT
Quantidade:
Mangueira de borracha com uma trama de rayon: 10 kgf/cm²
Quantidade:
Braçadeira em Aço inox: rosca sem fim CO
NE
XÕ
ES
Quantidade: :
Válvulas reguladoras de vazão - ref. 3250: corpo latão - C vedação em buna-N. 6 Quantidade :
Silenciadores : tipo / material simples /alumínio
Diâmetro: compatível com a válvula direcional 7
Quantidade:
Nota: outros fornecedores SMC, FESTO.
32
P pressão absoluta de projeto em kgf / cm2
Pn pressão absoluta normal em kgf / cm2
T temperatura de projeto em K
Tn temperatura normal em K
Q vazão de projeto em m3/min
Qn vazão normal em Nm3/min
Q vazão de projeto em m3 / h
V velocidade em m / s
d
diâmetro nominal em polegada
di diâmetro interno em m
a coeficiente em m
V velocidade em m/s
Q vazão de projeto em m3/h
di diâmetro interno em m
1.13 DIMENSIONAMENTO DE REDES
Considerando a possibilidade da rede de distribuição operar com fluxos em condições de pressão
e/ou temperatura distintos, há de se promover a correspondência destes parâmetros às
condições normais para que seja viável a soma destes fluxos.
1.13.1 Seqüência de Cálculo
- determinar a vazão em Nm3 / min;
- corrigir a vazão normal para as condições de projeto;
- determinar a velocidade de escoamento, limitada a 20m/s;
- calcular o diâmetro em polegadas;
- verificar a velocidade em m/s;
- calcular a perda em Kgf/cm2.
Correção de vazão normal às condições do projeto P x Q / T= Pn x Qn / Tn, (equação 7)
onde:
Cálculo do diâmetro d= [(4 x Q) / (pi x v x 3600)]0,5 x (100 / 2,54), (equação 8)
onde:
Velocidade real de escoamento v= (4 x Q) / (3600 x pi x di2), (equação 9)
onde:
Cálculo do coeficiente ”a”= 0,000507 + (0,00001294 / di), (equação 10)
onde:
Correção do peso específico do gás, arρ = Nρ x P xTN / Z x PN x T (equação 11)
onde - arρ peso específico do ar na temperatura e pressão do escoamento em kgf/ m3
- Nρ peso específico do ar nas condições normais em kgf / Nm3 .
- P pressão de escoamento no trecho em kgf / cm2
- PN pressão normal em kgf / cm2.
- T temperatura de escoamento em K
- Tn temperatura normal em K
- Z fator de compressibilidade
Cálculo da perda de carga ∆ P = (3,25 x a x Q2 x Lx arρ ) / (di5 x 36002), (equação 12)
onde: Q vazão de projeto em m3/h
L comprimento virtual do trecho em m, conforme tabela 1.13.2
arρ peso específico do ar na pressão de escoamento em kg/m3
di diâmetro interno em m
∆ P perda de carga em kgf/m2
33
1.13.2 Comprimentos Equivalentes das Conexões
Nota: o comprimento virtual é obtido somando-se ao comprimento real do trecho o comprimento
equivalente correspondente às conexões, válvulas e acessórios.
34
1.13.3 Cálculo de Diâmetros e Perda de Carga
Considerando:
vazão de ar : 210 Nm3 / h
pressão no início do trecho: 7,0 kgf /cm2
velocidade de escoamento: 8,0 m / s
temperatura de escoamento: 20°C Ξ 293 K
comprimento: 100 m, vide nota 1
pressão barométrica 1,03 kgf/cm2 Ξ 760 mmHg
temperatura normal 15oC Ξ 298 K
peso específico do ar 1,243 kg/Nm3
Nota 1: considerado o virtual correspondente à soma do real com os equivalentes das
conexões.
2: condições normais: PN = 1,03 kgf / cm2, TN = 15oC
Correção da vazão
298 7,0) + (1,03
293 1,03 210
: Q =
×
××
27,3 m3/ h
Cálculo do diâmetro nominal:
2,54
100
3600 8
27,3 4d =×
××
×
pi
:
"1,3
Como o valor nominal 1,3” não é comercial, adotar 1 1/2” e recalcular a velocidade em função do
novo diâmetro interno, neste caso 0,0381 m, considerando a parede do tubo Sch 80.
Cálculo da velocidade real de escoamento
0,0381 3600
27,3 4
:V =
××
×
2pi
6,69 m / s
Correção do peso específico do ar para a pressão e temperatura do escoamento, considerando o
fator de compressibilidade “Z” = 1.
arρ = 1,243 x ( 7+1,03) x(273+15) / 1 x 1,03 x (273 + 20) = 9,39 kg / m3
Cálculo do coeficiente “a”.
0,0381
0,00001294
+ 0,000507a = : . m 0,0008464
Cálculo da perda de carga no trecho
2
m / kgf : 1867 = 2360050,0381
9,39 100 227,3 0,0008464 3,25
p
×
××××
∆ ou 0,1867kgf / cm2
Cálculo da pressão no final do trecho: 7,00 – 0,1867 = 6,81 kgf / cm2.
CAPÍTULO II
BOMBEAMENTO DE FLUIDOS
Central de Bombeamento
37
2.1 CONCEITUAÇÃO INTRODUTÓRIA
Os sistemas de bombeamento industrial requerem:
- área destinada à “casa de máquinas” para abrigar os conjuntos moto bombas, além dos
quadros de comando, controle elétrico e monoviga de manutenção.
- tanque de acumulação do fluido a ser bombeado, projetado de modo que a lâmina do fluido fique
estável.
- controles de nível para quatro condições operacionais: muito alto, alto, baixo e muito baixo.
Bombas Escorvadas e Bombas não Escorvadas
O sistema de bombeamento é projetado com duas redes: a de sucção que interliga o tanque de
acumulação do fluido com a conexão de entrada na bomba, e a de recalque que conecta a
descarga da bomba ao usuário do fluido bombeado.
Existem dois níveis referenciais: o primeiro da lâmina do fluido, o segundo do eixo da bomba.
Considerando o nível igual a zero, a bomba estará escorvada (afogada) sempre que o o nível do
fluido estiver acima do eixo da bomba; será não escorvada em caso contrário.
Referenciais para projeto
Nos casos em que a bomba for instalada na condição de “não escorvada”, a tubulação de sucção
deverá ser projetada com caimento no sentido da bomba para o tanque, a fim de evitar a
formação de bolhas. Deverá também dispor de uma tubulação derivada da rede de recalque e
equipada com válvula de bloqueio manual, para escorva da bomba quando necessário.
Se for necessário para as condições operacionais do bombeamento mais de um conjunto moto
bomba, cada um deles deverá ser projetado com redes de sucção independente.
Cada rede de sucção, por sua vez, deverá conter no ponto de tomada do fluido, um conjunto de
válvulas de pé com crivo, e na conexão de entrada da bomba, uma redução excêntrica e um
amortecedor de vibração.
Considerações técnicas
Referentes às tubulações de sucção:
- evitar pontos altos para não favorecer o acúmulo de bolhas;
- ter a menor perda de carga possível (usar diâmetro maior que o do bocal de sucção);
- utilizar filtros e quando houver sucção dupla, os ramais devem ser exatamente simétricos;
- observar para que o peso da tubulação não atue sobre a bomba;
- instalar vacuômetros.
Referentes às tubulações de recalque:
- Instalar juntas de expansão.
- instalar manômetros antes das válvulas de bloqueio;
- observar para que o peso da tubulação não atue sobre a bomba.
Referentes aos sistemas de bombeamento de fluidos aquecidos:
- projetar dispositivos de aquecimento para o conjunto moto bomba em standy-by quando a
operação ocorrer em temperatura maior que 100oC.
38
2.2 CASA DE BOMBAS
Arranjo sugerido para casa de bombas não escorvadas
39
Arranjo sugerido para casa de bombas escorvadas
40
2.3 FLUXOGRAMA - SISTEMA USUÁRIO
41
2.4 TIPOS DE BOMBA
As bombas podem ser classificadas em volumétricas ou em turbo bombas:
As bombas volumétricas também chamadas de deslocamento positivo: quando o deslocamento
do fluido ocorrer na mesma velocidade, direção e sentido do elemento propulsor.
As turbo bombas também chamadas de hidrodinâmicas: quando o deslocamento do fluido é
decorrente da ação centrifuga imposta pelo giro deste elemento propulsor.
Como exemplos construtivos destas bombas, podemos citar:
- bombas volumétricas: - de diafragma alternativa pneumática
- de engrenagem rotativa
- de parafuso ou fuso rotativa
- de rolo rotativa
- peristáltica rotativa
- turbo bombas: - centrífuga rotativa
- axial rotativa
Se desejarmos um quadro comparativo que sugira a aplicabilidade de um ou outro tipo, podermos
considerar o que se segue:
Tipo
Turbo Bombas Bombas Volumétricas
Parâmetro
Centrifuga Axial Rotativa Alternativa
Altura de
sucção
em metros
4,50 4,50 6,50 6,50
Fluidos
bombeados
limpos ou
abrasivos
limpos ou
abrasivos
viscosos
e não abrasivos
limpos
e puros
Pressão
de recalque baixa a alta baixa a alta média
conforme pressão
do ar comprimido
Vazão de
recalque alta muito alta média pequena
Se a pressão
demandada
aumentar, a vazão
decrescerá decrescerá não se altera não se altera
Se a pressão
demandada
aumentar,
a potência
decrescerá decrescerá crescerá crescerá
Bombas Volumétricas de Diafragma
O funcionamento deste tipo de bomba é pneumático baseado na ação conjunta de quatro
elementos: um par de diafragmas, um eixo que os une, uma válvula direcional para o fluxo de ar
e quatro válvulas de esfera.
O movimento alternativo dos diafragmas gera a sucção e o recalque do fluido, através das
válvulas esferas
42
Bombas Volumétricas de Engrenagem, de Rolo, de Fuso e Peristáltica
Bomba de engrenagem – figura 2 Bomba de rolo – figura 3
Bomba de fuso – figura 4 Bomba peristáltica – figura 5
Válvulas requeridas na montagem de bombas volumétricas:
- válvula de alívio na tubulação de recalque;
- válvulas de bloqueio nas tubulções de sucção e de recalque.
Aplicação: transferência de fluidos com
até 22.000 centipoases óleos
lubrificantes, combustíveis e vegetais,
adesivos. Aditivos, polióis, solventes,
melaço e glicose.
Aplicação: transferência de fermentos,
leveduras, cremes, xampus, detergentes,
xaropes, mel, massa de carne, iogurtes,
requeijão.
Aplicação: lubrificação de motores de turbinas a
gás e vapor, de redutores de velocidade, de
grandes bombas centrífugas.
Carga e descarga de óleos lubrificantes, óleos
combustíveis, petróleo, produtos químicos em
refinarias;
Alimentação de queimadores, selagem,
circuitos hidráulicos.
Aplicação: transferências de lodos, polpas
ou borras: dosagem de aditivos viscosos,
com sólidos ou com tendência a liberar
gases.
43
Turbo Bombas
Bomba centrífuga – figura 6
Bombas centrifugas “On Line” – figura 7
Horizontal Vertical
Bomba axial – figura 8
Válvulas requeridas na montagem de turbo bombas:
- válvula de bloqueio nas tubulações de sucção e de recalque;
- válvula de retenção nas tubulações de sucção.
44
2.5 CONSIDERAÇÕES SOBRE BOMBAS DE POLPA
As bombas de lama / polpa,
conforme figura ao lado
deverão ser especificadas com
revestimento em borracha para
o manuseio de fluidos com alta
concentração de sólidos finos
em suspensão
ou mistura
abrasivo-corrosiva.
No caso de manuseio de fluidos
com alta concentração de
sólidos abrasivos, a bomba
deverá ser fabricada com liga
de metal duro com dureza
especificada, conforme a
característica dos fluidos.
Conjunto motor redutor e bomba de polpa acoplados figura 9
Dados para especificação
1. vazão /altura manométrica;
2. caracterização da polpa;
3. concentração do sólido em suspensão em volume ou em peso;
4. temperatura máxima do bombeamento;
5. peso específico da polpa/lama;
6. peso específico do fluido diluidor, caso não seja água;
7. dimensão máxima do particulado sólido;
8. distribuição das partículas de acordo com escala Mesh;
9. dureza de partícula;
10. ph da polpa;
11. viscosidade da polpa;
12. altura estática de sucção e de elevação;
13. NPSH disponível.
Recomendações para utilização de “bombas revestidas”
Operando com fluidos com sólidos finos em suspensão e ph na faixa ≥ 4,5 ≤ 5,5.
Rotação máxima 1900 rpm, se o revestimento for com borracha.
Rotação máxima 2250 rpm, se o revestimento for com neoprene.
Operando com fluidos abrasivos e ph na faixa ≥ 4,5 ≤ 5,5.
Rotação máxima 1900 rpm⇒ abrasivo com mesh ≤ 60.
Rotação máxima 1650 rpm⇒ abrasivo com mesh ≤ 20.
Rotação máxima 1480 rpm⇒ abrasivo com mesh ≤ 8.
Recomendações para utilização de “bombas em metal duro”
Operando com fluidos com sólidos finos em suspensão e ph na faixa ≥ 4,5 ≤ 5,5.
Rotação máxima 2250 rpm.
Operando com fluidos abrasivos e ph na faixa ≥ 4,5 ≤ 5,5
Rotação máxima 2250 rpm ⇒ fluido pouco abrasivo com concentração em peso < 10%.
Rotação máxima 1900 rpm ⇒ fluido abrasivo com concentração em peso >10% ≤40%.
Rotação máxima 1480 rpm ⇒ fluido muito abrasivo com concentração em peso > 40%.
45
2.6 FOLHA DE DADOS
Para turbo bombas centrífugas e axiais
1
Identificação (TAG) : Quantidade : 13 Motor elétrico
2
Fabricante : Fabricante:. Tipo/modelo :
3
Tipo/Modelo : Potência.(HP): Rotação (rpm):
4
Aplicação : Circuito Volts/ciclos/fases: Carcaça.:
5
Serviço : Local : Fator de Serviço : Forma construtiva.:
6
Peso motor (kgf): Bomba (kgf):
A
ci
o
n
ad
o
r
Proteção IP : Prova de explosão
7
Desenho nº.: 14 Curva proposta
8
Normas aplicáveis : Rotação (rpm) : NPSH req.(mca)
9
Líquido : PH Rendimento (%) nominal Corrigido :
Temperatura de bombeamento - TB (°C) B.H.P. Hidráulico : Proj.:
Vapor à TB : Rotação vista do lado do acoplamento: Horário. Anti-Horário.
Pressão (kgf/cm2) Sucção: Descarga: Vazão mínima (m3/h):
Diferencial: Local da instalação Interna Externa
Vazão à TB (m3/h) Normal: Projeto: Diâm. do rotor (mm): min.: proj.: max.
Altura. Manométrica . (mca): Max. rotor de projeto: Serviço : Contínuo Intermitente
NPSH disponível (mca):
Pe
rfo
rm
an
ce
BHP: máximo com rotor de projeto:
Viscosidade à TB (cp) : Peso especif.ico (kg/m3) : 15 Carcaça/Tampa:
Co
n
di
çã
o
de
O
pe
ra
çã
o
Corrosão/erosão por : Partículas susp (ppm): Rotor:
10
Montagem: Horizontal Vertical Centerline Inline Eixo: Bucha do eixo
Bipartida : Radialmente Axialmente Anéis de desgaste:
Voluta : Simples Dupla Junta da carcaça:
Dreno : Sim Não Diâmetro (mm): Mancais: inferior e intermediário. :
Conexão sucção : Rosca Flange Diâm. (mm):
M
at
er
ia
is
Base bomba/motor:
Conexão recalque : Rosca Flange Diâm. (mm): 16 Profundidade do poço/tanque (m) :
Flanges : FF RF Roscas : NPT BSP Submergência mínima requer. (m) :
Rotor : Aberto Vortex Fechado Colunas : Flangeadas Roscadas
Montagem do rotor : Ponta do eixo Entre rolamento Fechada lubrificação óleo Aberta
Tipo de rolamento : Radial Axial Fechada lubrificação água
Lubrificação. dos mancais : óleo graxa Diâmetro (mm) coluna : Eixo da coluna :
Direto Polias (correias) Cabeçote tipo :
Acoplamento Marca: Modelo: Placa de fundação : Sim Não
Co
n
st
ru
çã
o
Protetor : Sim Não Empuxo (kg) : Para cima : Para baixo :
11
Caixa da gaxeta D.I.(mm): D.E.(mm): Comp.(mm): Mancal de escora na bomba Sim Não
Tipo: Tipo :
Gaxeta Fabricante: Ajuste (m) :
Tamanho / nº de anéis: Coluna/eixo :
Tipo / código: Mancal : Bomba : Coluna :
Selo mecânico Fabricante: Tanque :
Modelo: Código API:
B
o
m
ba
s
A
x
ia
is
M
at
er
ia
is
Cabeçote : Ralo :
Sede tipo: 17 Bomba
Lubrificação : Liquido próprio Fonte externa Hidrostático Sim Não Testemunhado
Ve
da
çã
o
do
ei
x
o
/ e
n
ga
x
et
am
en
to
Lubrificação conforme API - 610 - Plano Nº Performance Sim Não Testemunhado
12
Refrigeração / Aquecimento Desmontagem (após teste) Sim Não
água (m3/h)
φ entrada φ saída NPSH requerido Sim Não Testemunhado
Carcaça Motor Elétrico:
Tampa traseira .
Caixa dos mancais
Te
st
es
Notas:
46
Para bombas volumétricas peristálticas
AFOGADA NÃO AFOGADA
1) Comprimento da linha de sucção: ______ m. comprimento da linha de descarga:_______m
2) Diâmetro da linha de sucção:_________mm. diâmetro da linha de descarga___________mm
3) Acessórios nas linhas de sucção e descarga :
3.1) Curva 90º sucção (_) descarga (_) curva 45º sucção (_) descarga (_)
3.2) Tee sucção (_) descarga (_)
3.3) Filtros sucção (_) descarga (_)
3.4) Válvulas sucção (_) tipos: _________________________________________
3.5) Válvulas descarga (_) tipos:_________________________________________
4) Fluido: _____________densidade:_____________Kg/m3 viscosidade:__________Cp
4.1) Características do fluido: abrasivo corrosivo pastoso / gelatinoso
4.2) Temperatura do fluido:___ºC
4.2) Temperatura ambiente: __ºC sólidos ___ %. tamanho máximo dos sólidos:_____mm
5) Vazão: fixa = _______ l/h variável máxima = _______l/h mínima = _____________l/h
6) Operação: contínua intermitente
7) Utilização: para transferência para dosagem
8) Acionamento: motoredutor monofásico trifásico
9) Acionamento: com inversor ( faixa de variação 1 : 4 ) sem inversor de freqüência
10) Tensão: 110 v 220 v 380 v 440 v
11) Freqüência : 50 Hz 60 Hz
12) Motor a prova de explosão proteção IP
47
2.7 PROCEDIMENTOS PARA PARTIDA E PARADA DE CONJUNTOS MOTO BOMBAS
Partida
- Verificar se a bomba está escorvada.
- Fechar o registro de recalque (no caso da bomba ser do tipo centrífuga) até que a rotação
nominal seja alcançada. Ao abri-lo, faça-o lenta e gradualmente.
- Verificar a intensidade do gotejamento do fluido pelo “preme-gaxeta”, quando aplicável.
- Proceder a leitura do manômetro, do vacuômetro, do amperímetro, e do voltímetro, verificando
os parâmetros de conformidade, nos termos da norma API – 10.
Parada
- Fechar lenta e gradualmente o registro de recalque, no caso de bomba centrífuga.
2.8 PROBLEMAS OPERACIONAIS
Na operação de um sistema de bombeamento, problemas com a não obtenção dos valores
previstos de pressão e vazão, perda do fluxo recalcado e até mesmo queima do motor elétrico
podem ocorrer. Considere o quadro seguinte com citações de causas que podem provocar estes
defeitos.
defeito: perda pressão de recalque
causas
entrada de ar na sucção ou no corpo da bomba;
entupimento do rotor ou da válvula de pé;
travamento das válvulas de pé na rede de sucção, de bloqueio ou de retenção na
rede de recalque;
rotação inferior à nominal;
sentido da rotação do motor invertida;
altura de sucção e/ou altura manométrica não conforme com a nominal.
defeito: alteração na vazão recalcada
causas
entrada de ar na sucção ou no corpo da bomba;
entupimento parcial do rotor ou da válvula de pé;
rotação inferior à nominal;
alteração da altura manométrica em relação à nominal.
defeito: pressão do recalque não atingida
causas
rotor desgastado / ou com diâmetro inferior ao nominal;
rotação inferior à nominal.
defeito: motor superaquece ou queima
causas
relé térmico de proteção mal regulado ou com defeito;
sob tensão provocado por falta de fase;
altura manométrica inferior à nominal;
defeito mecânico principalmente empeno do eixo.
nota: caso as condições de vazão / pressão não sejam constantes aconselha-se a
utilização de motores com fator de serviço.
48
2.9 CURVAS CARACTERÍSTICAS À ROTAÇÃO CONSTANTE
Estas curvas representam as condições operacionais das bombas em pares de eixos cartesianos.
A mais importante é a curva H x Q (pressão x vazão) obtida a partir do lançamento no eixo das
ordenadas os valores das vazões e no eixo das abscissas os valores das pressões. As demais
curvas são as de potência x vazão e as de rendimento x vazão.
Curva H x Q das bombas volumétricas e turbo bombas
Curva do Sistema de Bombeamento
No entanto para se ter condições de
interpretação da condição operacional da turbo
bomba segundo o plano H x Q, é
indispensável lançar no mesmo plano
H x Q a Curva do Sistema de bombeamento,
que é uma função parabólica definida pela
equação de Bernoulli.
A curva do sistema, será traçada aplicando-se
a expressão ∆H = Kr x Q2, onde
Kr: constante da rede;
∆H: perda de carga na rede;
Q: vazão circulada.
Supondo Q1 = 150m3/h e ∆H1 = 60 mca, teremos K = 60 ÷1502 = 2,66 x 10-3.
Para 100 m3/h, teremos: ∆H = 2,66 x 10-3 x 1002 = 26,6m
Para 200 m3/h, teremos: ∆H = 2,66 x 10-3 x 2002 = 106,4m,
logo a curva do sistema, contemplando os três pares, será a indicada acima.
Lançando as duas curvas em um mesmo par de eixos H x Q ter-se-á na interseção das duas o
Ponto de Trabalho da bomba, conforme indicado abaixo.
turbo bombas
Neste caso a
função matemática
geradora da curva
é a Equação de
Euler, que resulta
na forma seguinte:
volumétricas
Como a vazão
teoricamente
independe da
pressão, a curva
se resume numa
reta paralela ao
eixo das pressões:
49
Curvas características de uma bomba centrifuga - 3500 rpm
Notas:
Dados válidos para massa específica de 1 kg/ dm3 e viscosidade cinemática até 20 mm2/s.
Tolerância de performance conforme ISO 9906.
Os parâmetros vazão, pressão e potência são características para uma determinada
rotação do motor (n). Caso esta rotação passe a um outro valor (n1), estes parâmetros irão
variar segundo as equações de Rateaux, conforme indicado.
correção da vazão Q / Q1 = n / n1
correção da altura manométrica H/ H1 = n2 / n12
correção da potência P / P1 = n3 / n13
50
2.10 CURVAS DE TORQUE PARA TURBO BOMBAS
O torque MR de uma turbo bomba é determinado em função da potência e da rotação, pela
expressão:
MR = (5250 x HP ÷ rpm) x 0,141, em Kgf x m (equação 13)
Para se obter a curva de torque a partir do instante “0” até a rotação nominal, há de se considerar
a Constante do Conjunto Moto Bomba (Ki), que relaciona a variação da rotação da bomba com a
variação do torque. Esta constante é obtida pela expressão:
Ki = (450 x g x HR x Q) ÷ (I x MR x rpm2), (equação 14)
onde:
g aceleração da gravidade em m/s2
HR altura total de recalque em mca
Q vazão em m3 / h
I momento de inércia das partes girantes em kgf / m2
MR torque em kgf / m
rpm número de rotações por minuto
Obtida esta constante na condição do torque máximo, os valores
de torques intermediários serão definidos em função da rotação,
fazendo:
MR = (450 x g x HR x Q) ÷ (I x Ki x rpm2).
Desta forma, no par de eixos Torque x Rotação será traçada
a curva como indicado ao lado.
2.11 POTÊNCIA REQUERIDA PARA TURBO BOMBAS - BHP
É calculada aplicando a expressão N = ( ρ x Q x Hman) ÷ ( η x 74,6), em HP (equação 15)
onde:
N potência em Hp
ρ peso específico do fluído em Kg / m3
Q vazão em m3/s
Hman altura manométrica em mca
η rendimento
2.12 CORRENTE NOMINAL DO MOTOR (In)
É calculada pela expressão In = (N x 746)÷(V x 3 x cos φ x η), em A (equação 16)
Exemplo: considerando uma bomba acionada por um motor elétrico de indução trifásico de 20 Hp,
220V, 60Hz, cos φ= 0,80, código F, calcular a corrente nominal In, assumindo o rendimento do
motor de 96%.
Substituindo vem:
In = (20 x 746) ÷ (220 x 3 x 0,80 x 0,96) = 50,9 A.
51
LETRA-CÓDIGO KVA /cv (com rotor
bloqueado
A 0,00 a 3,14
B 3,15 a 3,54
C 3,55 a 3,99
D 4,00 a 4,49
E 4,50 a 4,99
F 5,00 a 5,99
G 5,60 a 6,29
H ,30 a 7,09
J 7,10 a 7,99
K 8,00 a 8,99
L 9,00 a 9,99
M 10,00 a 11,19
N 11,20 a 12,49
P 12,50 a 13,99
R 14,00 e maiores
2.13 CORRENTE DE PARTIDA DO MOTOR (Ip)
É obtida pela expressão:
Ip = [(kVA/cv) x N x 1000]÷ (V x 3 ), em A (equação 17)
Para este cálculo deverá ser considerada a letra-código do
motor, conforme tabela ao lado, o respectivo valor numérico
do kVA /cv.
Substituindo, vem:
Ip = (5 x 20 x 1000) ÷ ( 220 x 3 ) = 262,4 A
Nota: nesse exemplo o valor 5 do kVA /Cv foi escolhido na
faixa de 5 a 5,99 correspondente à letra-código F.
2.14 SELEÇAO DE BOMBAS
Bombas peristálticas
1 - Vazão necessária, em l / s
2 - Pressão de descarga, em bar.
3 - Potência do motor, em KW
4 -Temperatura do produto, em oC
5 - Limites para operação contínua
6 - Rotação máxima recomendada
Bombas centrífugas
1 – Escolher a rotação 3500 ou 1750 rpm
2 – Selecionar a vazão
3 – Selecionar a Hman
4 – Determinar a interseção das coordenadas
5 – Ler o modelo
52
2.15 ASSOCIAÇÃO DE BOMBAS
Em paralelo
Em instalações de bombeamento
promove-se a associação em
paralelo de duas ou mais bombas,
para se obter um incremento de
vazão, correspondente à
somatória das vazões das
bombas associadas. Para se
traçar a curva correspondente à
associação de duas ou mais
bombas em paralelo, basta
marcar o valor do somatório das
vazões das bombas para cada
altura. As duas bombas funcionando em paralelo, reproduzirão o ponto P2, interseção da curva
característica das bombas com a curva característica do sistema, fornecendo a altura
manométrica total H2 e vazão Q2. A bomba isolada trabalhará com a altura manométrica H1 e
vazão Q1. Como Q1> Q2 e H1<H2, conclui-se que na seleção de bombas para operação em
paralelo, deve-se tomar cuidado quando do funcionamento de uma só bomba, pois neste caso a
potência consumida e o NPSH requerido serão maiores.
Em série
Esta associação é indicada para atender alturas manométricas
elevadas. Para se obter a curva característica resultante de duas
bombas em série, basta somar as alturas manométricas,
correspondentes aos mesmos valores de vazão, em cada bomba.
Quando da associação em série torna-se necessário verificar se o
flange de sucção da segunda bomba é capaz de suportar a pressão
de descarga da primeira, e, se a carcaça da
segunda suporta a
pressão total da descarga.
Manobra de válvulas requerida para associação de bombas
Em paralelo:
Válvulas Posição
3, 4, 9, 10 fechada
1,2, 5,6,7,8,11,12,13 aberta
14 regulada para o ∆P
Em série - bomba B2 com bomba B1:
2, 3, 10, 11 fechada
1,4,5,6,7,8,9,12,13,14 aberta
Em série - bomba B1 com bomba B2:
1 ,4, 9,12 fechada
2, 3,5,6,7,8,10,11,13,14 aberta
Recalque
53
2.16 GRANDEZAS CARACTERÍSTICAS
Ao se projetar o sistema de
bombeamento há de se
considerar grandezas de
características geométricas
identificadas pela letra “h” e
as dinâmicas pela letra “H”.
Conforme mostrado na figura
10 ao lado.
Figura 10 – Grandezas Características
Grandezas estáticas
Altura Geométrica de Aspiração, ha é a diferença entre o nível do eixo da bomba e o nível da
superfície livre fluido no tanque de acumulação. Este valor deve ser comparado com o da Altura
Estática Máxima de Aspiração, AMS, suportado pelo conjunto moto bomba.
Altura Geométrica de Recalque, hr é a diferença entre o nível onde o fluido é liberado pela rede
de recalque, e o nível do eixo da bomba. Aqui também convém sugerir que esta rede de recalque
em sua extremidade de transbordo, fique sempre “protegida” pelo fluido recalcado. Com isto fica
assegurada a não entrada de ar nesta tubulação.
Altura Geométrica de Elevação, he é a diferença de cotas entre o nível do fluido no tanque de
acumulação e o nível em que o fluido é descarregado, he = ha + hr.
Grandezas dinâmicas
Altura Total de Aspiração, Ha é a diferença da pressão atmosférica local e a pressão na sucção
da bomba Ha = ha + (v2 ÷ 2g) + Ja.
Altura Total de Recalque, Hr é a diferença entre a pressão na saída da bomba e a atmosférica
Hr = hr + Jr.
Altura Manométrica, Hman é a soma das alturas totais de aspiração e recalque.
Hman = Ha + Hr = he + Ja + Jr +(v2 ÷ 2g).
Nestas equações:
ha altura estática de aspiração em m
Ja perda de carga no trecho de aspiração em mca
V2÷2g energia cinética cedida ao fluido em mca
V velocidade do fluido em m/s
g aceleração da gravidade em m2/s
hr altura estática de recalque em m
Jr perda de carga no trecho de recalque em mca
he altura estática de elevação em m
54
2.17 CAVITAÇÃO
A cavitação é um fenômeno hidráulico que ocorre quando a pressão absoluta do fluido no rotor da
bomba atinge um valor que coincide com a pressão de vapor do líquido na temperatura, iniciando
o processo de vaporização do mesmo. É importante conhecer a diferença entre o valor da
pressão de estagnação e da pressão de vapor do líquido na temperatura em que o mesmo estiver
sendo bombeado. Esse parâmetro que representa a disponibilidade energética com a qual o fluido
chega ao rotor, chama-se Net Positive Suction Head, NPSH.
A energia hidráulica característica do arranjo construtivo da sucção é designada por NPSH
disponível. Aquela com a qual o fluido é admitido no rotor da bomba é designada por NPSH
requerido. Para não ocorrer cavitação o NPSH disponível deve ser maior que o NPSH requerido
Cálculo do NPSHd, NPSHr, AMS
Exemplo numérico, considerando:
vazão Q 0,04 m3 / s
altura manométrica Hman 20 mca
temperatura do fluido T 60 ºC
pressão de vapor a 60 ºC hv 0,2031 kgf / cm2
peso especifico do fluido ρ 983 kgf / m3
rotação da bomba n 1150 rpm
perda de carga na sucção ∆Ρ 1,30 mca (assumido)
velocidade de escoamento v 1,50 m / s (recomendado)
pressão atmosférica local Pb 0,980 kgf / cm2
altura estática de aspiração ha 0,70 mca (referente ao nível máximo)
aceleração da gravidade g 9,81 m/s2
montagem da bomba não escorvada
tipo da bomba centrífuga
fator de cavitação φ 0,0011 para bombas centrífugas
φ 0,0013 para bombas helicoidais
φ 0,0014 para bombas axiais
Conversões 0,2031 kgf / cm2 x 10.000 / 983 kgf / m3 = 2,06 mca
0,980 kgf / cm2 x 10.000 / 983 kgf / m3 = 9,97 mca
Cálculo do NPSH disponível, em função do arranjo construtivo local
NPSHd: Pb – [ha + ∆P + hv + (v2 / 2g)] (equação 18)
Aplicando, vem: NPSHd = 9,97– [0,7 + 1,30 + 2,06 + (1,52 / 2 x 9,81)] = 5,78 mca
Cálculo do NPSH requerido, em função da bomba selecionada
NPSHr = φ x ( n x Q ÷ 4 3H ) 4/3 x H (equação 19)
Aplicando, vem: NPSHr = 0,0011 x (1150 x 040, ÷ 4 320 )4/3 x 20 = 1,55 mca
Cálculo da altura máxima da sucção, AMS
AMS = Pb – [∆P + hv + (v2 ÷2g) + NPSHr] (equação 20)
Aplicando, vem: AMS = 9,97-[1,30 + 2,06+(1,52/2x9,81)+1,55]=4,95 mca
Nota: conforme as condições do fluxo de make-up, o nível da superfície livre do fluido pode variar
em relação à linha de centro da bomba.
Nesse contexto definem-se os níveis: “muito alto”, “alto”, “baixo” e “muito baixo”.
55
2.18 COMPONENTES DA REDE
Todo sistema de bombeamento, conforme visto na figura 11 abaixo, contempla uma rede de
sucção e outra de recalque do fluido, com os seguintes componentes principais:
TUBOS
Figura 11 – Sistema de Bombeamento
As especificações dos materiais dos tubos, das conexões e das válvulas estão indicadas a seguir.
CONEXÕES curvas
têes
reduções
niples
flanges
luvas
VÁLVULAS
ACESSÓRIOS
56
Especificação de materiais dos componentes das redes de água
FLUIDO: ÁGUA NORMA BÁSICA: ANSI B31.3
TEMPERATURA(ºC): 65 CLASSE: 150 AQUECIMENTO: NÃO
PRESSÃO (MPA): 1.05 CORROSÃO:1.27mm ISOLAMENTO: NÃO
DIÂMETRO NOMINAL - mm
ITEM CARACTERÍSTICA
15 a 50 65 a 250 300 a 600 650 a 1200 > 1200
DIMENSIONAL NBR 5587 AWWA C 201
ESPESSURA CLASSE R CLASSE N 9.5 mm (1)
ACABAMENTO PRETO OU GALV. PRETO
MATERIAL NBR 5590 GR A ou B ASTM A 134
EXTREMIDADES ROSCA NBR 6414 BISELADA
TUBO
FABRICAÇÃO COM COSTURA
DIMENSIONAL NBR 6943 ABNT PB 157 AWWA C 208
ESPESSURA CLASSE 10 IGUAL A DO TUBO
ACABAMENTO GALVANIZADO PRETO
MATERIAL NBR 6590 ASTM A 234 WPB NBR 5590 (2) ASTM A 134 (2)
CONEXÕES
EXTREMIDADES ROSCA NBR 6414 BISELADA
DIMENSIONAL ANSI B 16.5 (3) AWWA C 207
CLASSE CL 150 CLASSE D FLANGE
MATERIAL ASTM A 105 GR II ASTM A 283 GR C
CORPO NBR 6314 ASTM A 216 GR WCB
INTERNOS AÇO INOX
EXTREMIDADES ROSCA NBR 6414 FLANGE ANSI B 16.5 FLANGE AWWA C 207
GERAL
CLASSE PN 16 CL 150 CLASSE D
CASTELO CPPU PARAFUSADO AO CORPO -
HASTE HARI HARE -
V
G
A DIMENSIONAL NBR 8465 ABNT EB 141 / I -
TIPO DE CORPO TRIPARTIDO BIPARTIDO -
DIMENSIONAL NBR 10284 ABNT EB 141 / II -
V
E
S
VEDAÇÃO PTFE -
DIMENSIONAL - AWWA C 504 CORPO CURTO
B
L
O
Q
U
E
I
O V
B
O VEDAÇÃO - BUNA N
CASTELO CPPU PARAFUSADO AO CORPO
HASTE HARI HARE
CO
NT
RO
LE
V
G
L
DIMENSIONAL NBR 8466 ABNT EB 141 / V
TIPO PORTINHOLA DUPLA PORTINHOLA (4)
DIMENSIONAL ABNT EB 141 / IV
V
Á
L
V
U
L
A
R
ET
EN
ÇÃ
O
V
R
E
TAMPA PARAFUSADA
TIPO MÁQUINA ANSI B 18.2.1/2 SEXTAVADA SÉRIE PESADA
MATERIAL ASTM A 307 GR B
ROSCA ANSI B 1.1
PARAFUSOS
E
PORCAS
ACABAMENTO GALVANIZADO
TIPO PRÉ CORTADA PARA FLANGE COM RESSALTO
MATERIAL PAPELÃO HIDRÁULICO NBR 5893 JUNTA
ESPESSURA 1,6 mm
NOTAS: 1) CALCULADA CONFORME ANSI B 31.3. - 2) CONEXÕES GOMADAS FABRICADAS DE TUBO OU CHAPA SOLDADOS. -
3) FLANGES DN<65 SÃO USADOS SÓ EM CASOS ONDE A ROSCA NÃO É INDICADA; NESTE CASO USAR FLANGE C/ ENCAIXE.
– 4) TIPO WAFER (SEM FLANGES). 5) HARI – HASTE ASCENDENTE ROSCA INTERNA, HARE – HASTE ASCENDENTE ROSCA
EXTERNA.
57
2.19 DIMENSIONAMENTO - PERDA DE CARGA
Seqüencial
sugerida para o cálculo:
- arbitrar velocidade na faixa de 0,5 a 3,00 m / s
- calcular o diâmetro nominal
- escolher o diâmetro nominal comercial
- especificar o número de Schedule
- verificar a espessura da parede
- recalcular a velocidade de escoamento, em função do diâmetro interno escolhido
- definir viscosidade cinemática do líquido na temperatura
- calcular Reynolds
- definir rugosidade relativa
- calcular fator de fricção
- definir comprimento equivalente
- calcular perda de carga
Diâmetro aplicar a expressão d [(4 x Q) / (pi x v x 3600)]0,5 x (100 / 2,54), (equação 8)
onde:
Q vazão de projeto em m3/h
v velocidade em m/s
d diâmetro nominal em polegada
Velocidade real de escoamento aplicar a expressão v= (4 x Q) / (3600 x pi x di2), (equação 9)
onde:
v velcidade em m/s
Q vazão de projeto em m3/h
di diâmetro interno em m
Espessura da parede aplicar a expressão t = (P x de) / 2 x [( Sh x E) + (P x Y)]+C, (equação 21)
onde:
de diâmetro externo em cm
Sh tensão admissível do material em kgf/cm2
P pressão interna de projeto em kgf/cm2
C sobre espessura de corrosão em cm
E eficiência de solda ver nota
Y coeficiente de redução ver nota
Nota: - a equação 21 não deve ser aplicada quando: P / Sh > 0,385 e t > de / 6.
- para os valores de E e Y ver página 179.
Número de Reynolds aplicar a expressão Re = v x d i / ν , (equação 22)
onde: ν = viscosidade cinemática em m2/s.
Fator de fricção (f) 1 / f =-2 log[(Eq / di x 3,7) +(2,51 / Re x f )] (equação 23)
onde: Eq: rugosidade equivalente em mm
Perda de carga aplicar a expressão =∆P (f x L x v2 x ρ ) / (di x 2 x g), (equação 24)
onde:
f: fator de fricção
L: comprimento virtual em m
d i : diâmetro interno em m
v: velocidade em m / s
g: aceleração gravidade em m / s2
ρ : peso específico em kg / m3
O comprimento virtual L equivale à soma do comprimento real com o equivalente das conexões
indicado na tabela página 59. Se o diâmetro ultrapassar 14”, a perda de carga nas conexões será
obtida pelo fator “K”, indicado na página 59,
aplicando-se a expressão: K x v2 x ρ ÷ 2g (equação 88), ver página 269.
58
CONSIDERAÇÕES SOBRE AS PERDAS DE CARGA
Rugosidade relativa “E”: o valor é obtido dividindo-se a rugosidade equivalente “Eq” abaixo
indicada, pelo diâmetro interno “di” do tubo. Supondo um tubo de ferro fundido de 10” (254 mm)
de diâmetro interno começando a oxidar, Eq = 1,00mm, a rugosidade relativa será 1/254 = 0,004.
material rugosidade equivalente “Eq” (mm)
aço, revestimento asfalto quente 0,3 a 0,9
aço, revestimento esmalte centrifugado 0,01 a 0,06
aço enferrujado ligeiramente 0,15 a 0,30
aço muito enferrujado 0,9 a 2,4
aço comercial 0,06
cobre 0,007
ferro galvanizado novo 0,15
ferro fundido revestido com asfalto 0,12 a 0,20
ferro fundido com crostas 1,0 a 3,0
tubo plástico 0,006
Fator de fricção ”f”: obtido pelo diagrama de Moody abaixo, procedendo como indicado.
- selecionar o número de Reynolds e o grau de rugosidade;
- seguir a curva de rugosidade relativa até encontrar a reta que passa pelo número de Reynolds
selecionado;
- ler a partir deste ponto, seguindo a horizontal o valor de “f”.
59
Comprimentos equivalentes em metros de tubulação / coeficientes K
Diâmetro
Curva 90º
Raio longo
Flangeado
Curva 90º
Raio médio
Flangeado
Curva 90º
Raio curto
Flangeado
Curva 45º
Flangeado
Curva
90º
R/D=1½
Soldada
Curva 90º
R/D=1
Soldada
Curva
45º
Soldada
Te
passagem
direta
Soldado
Te saída
de lado
Soldado
Te saída
bilateral
Soldado
mm Pol
13 1/2 0,3 0,4 0,5 0,2 0,2 0,3 0,2 0,3 1,0 1,0
19 3/4 0,4 0,6 0,7 0,3 0,3 0,4 0,2 0,4 1,4 1,4
25 1 0,5 0,7 0,8 0,4 0,3 0,5 0,2 0,5 1,7 1,7
32 1 1/4 0,7 0,9 1,1 0,5 0,4 0,6 0,3 0,7 2,3 2,3
38 1 1/2 0,9 1,1 1,3 0,6 0,5 0,7 0,3 0,9 2,8 2,8
50 2 1,1 1,4 1,7 0,8 0,6 0,9 0,4 1,1 3,5 3,5
63 2 1/2 1,3 1,7 2,0 0,9 0,8 1,0 0,5 1,3 4,3 4,3
75 3 1,6 2,1 2,5 1,2 1,0 1,3 0,6 1,6 5,2 5,2
100 4 2,1 2,8 3,4 1,5 1,3 1,6 0,7 2,1 6,7 6,7
125 5 2,7 3,7 4,2 1,9 1,6 2,1 0,9 2,7 8,4 8,4
150 6 3,4 4,3 4,9 2,3 1,9 2,5 1,1 3,4 10,0 10,0
200 8 4,3 5,5 6,4 3,0 2,4 3,3 1,5 4,3 13,0 13,0
250 10 5,5 6,7 7,9 3,8 3,0 4,1 1,8 5,5 16,0 16,0
300 12 6,1 7,9 9,5 4,6 3,6 4,6 2,2 6,1 19,0 19,0
350 14 7,3 9,5 10,5 5,3 4,4 5,4 2,5 7,3 22,0 22,0
Válvula de Retenção
Diâmetro
Entrada
normal
Entrada de
borda
Saída da
canalização
Válvula
gaveta
aberto
Válvula
globo aberta
Válvula angular
aberto
Válvula de
pé e crivo
leve Pesado
mm pol
13 1/2 0,2 0,4 0,4 0,1 4,9 2,6 3,6 1,1 1,6
19 3/4 0,2 0,5 0,5 0,1 6,7 3,6 5,6 1,6 2,4
25 1 0,3 0,7 0,7 0,2 8,2 4,6 7,3 2,1 3,2
32 1 1/4 0,4 0,9 0,9 0,2 11,3 5,6 10,0 2,7 4,0
38 1 1/2 0,5 1,0 1,0 0,3 13,4 6,7 11,6 3,2 4,5
50 2 0,7 1,5 1,5 0,4 17,4 8,5 14,0 4,2 6,4
63 2 1/2 0,9 1,9 1,9 0,4 21,0 10,0 14,0 5,2 8,1
75 3 1,1 2,2 2,2 0,5 26,0 13,0 20,0 6,3 9,7
100 4 1,6 3,2 3,2 0,7 34,0 17,0 23,0 8,4 12,9
125 5 2,0 4,0 4,0 0,9 43,0 21,0 30,0 10,4 16,1
150 6 2,5 5,0 5,0 1,1 51,0 26,0 39,0 12,5 19,3
200 8 3,5 6,0 6,0 1,4 67,0 34,0 52,0 16,0 25,0
250 10 4,5 7,5 7,5 1,7 85,0 43,0 65,0 20,0 32,0
300 12 5,5 9,0 9,0 2,1 102,0 51,0 78,0 24,0 38,0
350 14 6,2 11,0 11,0 2,4 120,0 60,0 90,0 28,0 45,0
Componentes Valores de K Componentes Valores de K
curva de raio longo de 90º 0,25 a 0,40 redução gradual 0,15
curva de raio curto de 90º 0,90 a 1,5 válvula gaveta aberta 0,20
curva de 45o 0,20 válvula globo aberta 10.00
cotovelo de 45o 0,40 válvula angular aberta 5,00
curva de 22o 30’ 0,10 junção 45o 0,40
crivo de sucção 0,75 te, passagem 0,60
alargamento (bocal) 0,30, ver nota te, saída lateral 1,30
válvula de retenção 2,50 te, saída bilateral 1,80
válvula de pé 1,75
Nota: a velocidade deve ser refernte à menor seção.
60
2.20 CÁLCULOS DIMENSIONAIS
Exemplo numérico
Considerando,
vazão 1320 m3 / h
velocidade 2,0 m / s
tensão admissível 1125 kgf / cm2
pressão requerida 20 kgf / cm2, com FS=1,5
fator de segurança 1,50
temperatura do fluido 20oC
viscosidade cinemática 1,007 x 10-6 m2 / s
peso especifico do fluido 1000 kg / m3
comprimento linear 50 m
singularidades 01 válvula gaveta / 02 Tees
rendimento da bomba 92%
rugosidade equivalente 0,2 mm
rotação 1750 rpm
sobre espessura decorrosão 2,00mm
Solução:
Diâmetro nominal : 19
2,54
100
36002
4x1320
====××××
××××××××pi
” . adotado 18” (d i= 43,81, de = 45,70cm)
Velocidade real de escoamento: 3600)0,43811320/(4 2 ××× pi = 2,43 m / s
Espessura de parede: 20 x 1,5 x 45,70 / 2 x (1125 x 1 + 20 x 1,5 x 0,4) =0,8 cm → 8,00mm
Número de Reynolds: 2,43 x 0,438 / 1,007 x 10-6 =1,057 x 10 6
Rugosidade Relativa: Eq÷ di = 0,30 ÷ 438,1 =0,00068
Fator de fricção: por Colebrook =0,02
Perda de carga no tubo: 0,02 x ( 50,00÷0,438) x [2,432÷(2 x9,81)]x103 =687 kgf/m2 → 0,687mca
Perda de carga na válvula: [0,2 x 2,432 / (2 x 9,81)]x103 =60 kgf/m2→ 0,06 mca
Perda de carga no tee [ 0,6 x 2,432 / (2 x 9,81 )] x 2 x 103 =361 kgf/m2→ 0,36 mca
Hman: 200 + 0,687 + 0,06 + 0,36 =201,107 mca
Potência: 1000 x 1320 x 201,107 ÷ (0,92 x 3600 x 74,6 ) =1073 Hp
Torque: (5250 x 1073 ÷ 1750) x 0,47 x 0,30 =453,87 Kgf x m
2.21 INSPEÇÕES DE RECEBIMENTO DE MOTO-BOMBAS CENTRÍFUGAS
A aceitação das bombas passa pela conformidade dos parâmetros conforme Norma API 10.
Os valores das tolerâncias indicados são aplicáveis aos parâmetros do “Ponto de Trabalho” da
bomba, sem cavitação. Demais características conforme Folha de
Dados indicados nas páginas
45/46.
- pressão de descarga + 2%
- pressão de sucção + 3%
- vazão + 2%
- rotação + 3%
- potência requerida + 1%
- altura manométrica no ponto de trabalho: + 10%
- altura manométrica fora do ponto de trabalho se < 150 mca + 5%
- altura manométrica fora do ponto de trabalho se > 150 mca + 3%
Calcular:
diâmetro
velocidade real
espessura da parede
número de Reynolds
fator de fricção
perdas de carga
altura manométrica
potência requerida
torque
61
2.22 GOLPE DE ARIETE
Golpe de Ariete em tubulações de recalque é a variação de pressão ocorrida na tubulação
quando as condições do escoamento são alteradas em virtude de uma atuação rápida na válvula
de bloqueio ou por interrupção da corrente elétrica de alimentação do motor da bomba.
Na hipótese de falha elétrica, esta variação de pressão ocorre em duas etapas;
1a etapa: nos primeiros instantes após a interrupção da energia elétrica, a única energia que
permite manter o rotor girando por algum tempo é a energia cinética dos elementos girantes do
conjunto moto-bomba. Esta energia é pequena quando comparada à necessária para manter o
fluxo bombeado sob a altura manométrica prevista para o recalque, de modo que a rotação do
rotor decresce rapidamente. Esta redução diminui a vazão do fluxo bombeado que continua
escoando com velocidade decrescente até que as forças de inércia das partes girantes sejam
equilibradas com as do fluido na tubulação. Neste momento ocorrerá uma redução de pressão no
interior da tubulação, maior junto à bomba e propagando-se ao longo da rede no sentido da saída
do fluxo. É a fase do chamado golpe de ariete negativo. Cada componente da tubulação irá se
contrair sucessivamente por uma diminuição elástica do diâmetro, enquanto a onda de depressão
se propagar até o reservatório com uma velocidade “C” em m/s, denominada celeridade da onda.
Se a distância entre a bomba e o reservatório é “L” em metros, o tempo que a onda levará para
chegar ao reservatório, será L / C. Neste momento a tubulação em toda extensão, estará
submetida a uma depressão, e o fluxo, imobilizado, velocidade nula.
2a etapa: devido à elasticidade, a tubulação readquire o diâmetro primitivo em elementos
sucessivos a partir do reservatório. A água retornará à bomba ao longo da tubulação e, ao fim de
um novo tempo L / C, isto é no tempo total 2 x L / C a contar do início do fenômeno, a onda de
pressão chegará à bomba. A massa do fluido encontrando a válvula de retenção fechada,
provocará uma compressão do líquido dando origem a uma onda de sobrepressão, que é o golpe
de ariete positivo.
Se a válvula de retenção fechar no momento preciso, a sobrepressão junto à válvula poderá
atingir valores de até 90% da altura estática de elevação.
Caso contrário não deterá a coluna líquida em retorno e até a válvula se fechar, terá passado pela
bomba um fluxo cuja velocidade poderá atingir valores elevados. Quando ocorrer o fechamento
da válvula a sobrepressão poderá alcançar valores bem superiores ao acima mencionado.
Os efeitos do golpe de ariete são oscilatórios, até que toda a energia do golpe seja absorvida
pelas forças elásticas do tubo e componentes.
Parâmetros Principais de Análise
Celeridade
É a velocidade de propagação da onda de sobrepressão ou subpressão.
É definida pela equação de Allievi: C= 9900 / [48,3+(Kr x de / t)0,5], (equação 25)
onde:
Kr coeficiente de rigidez do tubo para o aço Kr =0,5
C celeridade em m/s
de diâmetro externo do tubo em mm
t espessura da tubulação em mm
62
Período da Linha - tempo crítico da tubulação
É o tempo gasto pela onda, para fazer o percurso de ida e volta, de uma extremidade a outra da
rede, com a celeridade C, sendo definido pela equação:
T= 2 x L / C, (equação 26)
onde:
T período de linha em s
L comprimento da rede em m
C celeridade ou velocidade da onda em m/s
Constante da Linha
É o numero de “Períodos de Linha” que ocorre desde o instante do desligamento da energia, até
o instante que a vazão se anular, sendo definido pela equação:
a’= C x v / (2 x g x Hman), (equação 27)
onde:
a’ constante de linha
C celeridade ou velocidade da onda em m/s
v velocidade de escoamento em m/s
Hman altura manométrica em mca
g aceleração da gravidade em m/s2
Tempo de parada do conjunto moto-bomba
É o intervalo de tempo gasto pelo conjunto moto-bomba para atingir a rotação zero, a partir do
momento de desligamento da energia, sendo definido pela equação :
Tp = I x rpm2 / 67500 x N, (equação 28)
onde:
Tp tempo de parada da bomba em s
I momento de inércia das partes girantes em kg x m2
N potência no instante To em hp
rpm número de rotações em min.
2.23 CÁLCULO DO GOLPE DE ARIETE
Este estudo contempla a avaliação numérica dos valores da sobrepressão e subpressão, aos
quais a rede será submetida quando do desligamento do conjunto moto bomba.
Para estes cálculos o fluido líquido será considerado homogêneo e elástico, as parede do tubo
homogêneas elásticas e isotrópicas, a velocidade e a pressão de escoamento uniformemente
distribuídas ao longo de qualquer secção transversal da tubulação.
O valor da sobrepressão “h” admitido equivalente ao da subpressão será suposto constante ao
longo do trecho de comprimento L= C x T / 2 a partir da bomba, decrescendo a zero junto à
descarga no reservatório. Para o cálculo de “h” é necessário conhecer a relação entre o tempo de
fechamento da válvula de retenção “t” e o período da linha “T”.
A sobrepressão será calculada como a seguir.
No caso de t < T, pela expressão: h= C x v / g. (equação 29a)
No caso de t > T, pela expressão: h= 2 x L x v / g x t (equação 29b)
Para ambos os casos a subpressão será calculada pela expressão:
hmin = h-he (equação 30)
onde he é a altura estática de elevação
Exemplo numérico
63
Considerando:
material do tubo aço ASTM A 36
comprimento da linha de recalque L = 950 m
diâmetro externo do tubo d = 590 mm
espessura do tubo e = 4,76 mm
seção de escoamento S = 0,2742 m2
pressão máxima na rede Pmax=120mca
momento de inércia da bomba I = 2,84 kg x m2
momento de inércia do motor da bomba I = 6,66 kg x m2
momento de inércia do conjunto moto bomba I = 9,50 kg x m2
altura manométrica da bomba Hman = 100 mca
potência do motor N = 250 Hp
velocidade de escoamento v = 2 m / s
altura estática de elevação he = 80 m
número de rotações rpm = 1750
aceleração da gravidade g = 9,81 m/s2
pressão barométrica local Pb = 10 mca,
calcular:
celeridade, período de linha, tempo de parada do conjunto moto bomba, sobrepressão e
subpressão.
Solução:
celeridade da onda C: 9900 /
764
59050348
,
,
,
×
+ = 942,80 m/s
período de linha T: 2 x 950 / 942,8= 2,0 s
tempo de parada do conjunto moto-bomba Tp: ( 9,5 x 17502 ) ÷ 67500 x 250= 1,72 s
No caso de: t = 1,00 s ⇒⇒⇒⇒ 1 < 1,72 ∴∴∴∴ h = C x v / g.
Logo a sobrepressão será: 942,8 x 2,0 / 9,81= 192,21 m
sendo he=80m, a subpressão será: (h – he): 192,21 – 80= 112,21 m
No caso de: t = 3,0s ⇒⇒⇒⇒ 3,00 > 1,72∴∴∴∴h = 2 x L x v / g x t.
Logo a sobrepressão será: 2 x 950 x 2 / 9,81 x 3= 129,12 m
sendo he = 80m, a subpressão será: (h – he): 129,12 – 80= 49,12 m
2.24 RECURSOS PARA REDUZIR OS EFEITOS DO GOLPE DE ARIETE
A subpressão que ocorre na fase inicial do golpe de ariete pode provocar o esmagamento do
tubo, se este não possuir espessura suficiente.
Uma regra prática
indica que o esmagamento não se produzirá em tubo de aço se a espessura,
expressa em mm, for igual ou superior a 8 vezes o diâmetro do tubo expresso em metros.
Assim, para um tubo de 1,20m de diâmetro, a espessura mínima deverá ser de 9,6 mm ≅ 3/8”
sem considerar a margem para atender aos efeitos da corrosão.
Não é possível suprimir totalmente os efeitos do golpe de ariete; para reduzi-los a limites
aceitáveis, sugere-se:
64
- usar velocidade de escoamento reduzida e consequentemente aumentar o diâmetro;
- adaptar volantes de grande inércia que reduzem o efeito da subpressão;
- empregar válvulas de alívio anti-golpe de ariete que deverão limitar a sobrepressão;
- empregar válvulas de retenção especiais com by-pass. Essas válvulas podem ser fechadas
manual ou automaticamente, depois que a válvula de retenção houver fechado e o by-pass
desempenhado sua função;
- empregar válvulas de retenção com mola; por exemplo, ESCO, modelo PM. A mola é calculada
para cada caso específico e produz o fechamento da válvula no instante da velocidade nula,
eliminando os efeitos da reversão do escoamento. São usadas em diâmetros de 75mm a
600mm.
- utilizar reservatórios de ar comprimido denominados tanques de alimentação unidirecionais
“TAU” para proteção contra a sobre e a subpressâo, instalando-os conforme figura 12 abaixo:
Figura 12 – Montagem do Tanque de Alimentação Unidirecional
2.25 DIMENSIONAMENTO DO TAU
O volume geométrico do TAU é determinado a partir da expressão desenvolvida por M. Vibert,
V0 = (v2 / 2 x g x H0) x [L x S / (H0 /Hmin) - 1 - log (Ho / Hmin)] em m3 (equação 31)
onde:
H0: altura manométrica da bomba + pressão atmosférica local em mca
L: comprimento da rede em m
S: área da seção de escoamento do tubo em m2
Hmin: subpressão em mca
Aplicando para os valores citados no item 2.24, teremos:
V0: (22 / 2 x 9,81 x 100) x [950 x 0,2742 / (100 / 49) - 1 - log (100 / 49)]= 0,714 m3
Como V0 x H0= Vmax x Hmin, teremos Vmax=0,714 x 100 / 49 = 1,45m3. Adotando como volume
geométrico para o TAU o valor 3 x 0,714 = 2,142m3, observa-se que quando o volume de ar
atingir o máximo de 1,45m3, ainda haverá um residual de água de 2,142 – 1,45 = 692 litros,
definindo a conformidade do dimensionamento.
Nota: como foi analisada a compressão do ar, ao valor de Hman 70 mca foi acrescido o valor de
10mca correspondente à pressão atmosférica local.
65
2.26 BOMBEAMENTO EM TERRENOS ACIDENTADOS
Considerando a figura 13 abaixo, vê-se que se trata de um sistema de bombeamento com um
ponto alto “M” seguido de um declive e de um aclive até o ponto de descarga do fluxo no
reservatório.
Figura 13 – Bombeamento em Terrenos Acidentads
Neste caso segundo André Dupont (Hydraulique Urbaine – volume 1) podem ocorrer pressões
negativas ocasionando ruptura da coluna bombeada, se h’ – (he – h) > 8 metros.
Este fenômeno poderá também ser analisado com base na Constante de Linha. Se esta
constante for menor que a unidade, o risco de quebra da coluna é pequeno. Caso contrário, se for
maior que a unidade, o risco de quebra é elevado.
Verificação da Quebra de Coluna
Exemplo numérico, considerando os parâmetros:
velocidade de escoamento - v 2,0 m/s
altura estática de elevação - he 450 m
celeridade - c 942,8 m/s
altura de elevação analisada - h´ 260 m
altura manométrica - Hman 500 m
aceleração da gravidade - g 9,81 m/s2
Nota: considerar o valor h´, conforme figura apresentada.
Verificar a possibilidade da ruptura da coluna de bombeamento.
Aplicando André Dupont: h’ – (he – h), sendo h = C x v / g
260 – [450 – (942,8 x 2 / 9,81)]= 2,21 < 8 ok, risco pequeno.
Aplicando a Constante de Linha a’
Hmang
VC
××
×
=
2
a’ = (942,8 x 2,0) ÷ (2 x 9,81 x 500)= 0,192 < 1 ok , risco pequeno.
CAPÍTULO III
Queimador de Caldeira Flamo-Tubular
CALDEIRAS
DISTRIBUIÇÃO DE VAPOR
Ventilador de Caldeira Flamo-Tubular
69
3.1 INTRODUÇÃO
A instalação, a segurança e a manutenção de caldeiras é regulamentada no Brasil pela NR 13 do
Ministério do Trabalho e Emprego. De acordo com esta Norma Regulamentadora os seguintes
procedimentos deverão ser considerados:
Relativo às disposições gerais
Toda caldeira deve possuir no estabelecimento onde estiver instalada, a seguinte documentação,
devidamente atualizada.
- Prontuário da Caldeira, contendo as seguintes informações: código de projeto e ano de edição;
especificação dos materiais; procedimentos utilizados na fabricação, montagem, inspeção final
e determinação da PMTA, pressão máxima de trabalho admissível, conjunto de desenhos e
demais dados necessários para o monitoramento da vida útil da caldeira; características
funcionais; dados dos dispositivos de segurança; ano de fabricação; categoria da caldeira.
- Registro de Segurança, em conformidade com o subitem 13.1.7.
- Projeto de Instalação, em conformidade com o item 13.2.
- Projetos de Alteração ou Reparo”, em conformidade com os subitens 13.4.2 e 13.4.3.
- Relatórios de Inspeção, em conformidade com os subitens 13.5.11, 13.5.12 e 13.5.13.
Relativo à instalação de caldeiras
A autoria do “Projeto de Instalação” de caldeiras a vapor, no que concerne ao atendimento desta
NR, é de responsabilidade de “Profissional Habilitado”, conforme citado no subitem 13.1.2, e deve
obedecer os aspectos de segurança, saúde e meio ambiente previstos nas Normas
Regulamentadoras, convenções e disposições legais aplicáveis.
Quando a caldeira for instalada em ambiente aberto, a “Área de Caldeiras” deverá atender aos
seguintes requisitos:
- estar afastada no mínimo três metros de outras instalações do estabelecimento, do limite de
propriedade de terceiros e do limite das vias públicas e de depósitos de combustíveis,
excetuando-se reservatórios para partida com até 2.000 litros de capacidade;
- dispor de pelo menos duas saídas amplas, permanentemente desobstruídas e dispostas em
direções opostas;
- ter sistema de captação e lançamento dos gases e material particulado, provenientes da
combustão, para fora da área de operação, atendendo às normas ambientais vigentes;
- ter sistema de iluminação de emergência no caso de funcionamento no período noturno.
Quando a caldeira for instalada em ambiente confinado, a “Casa de Caldeiras” deverá atender
aos seguintes requisitos:
- constituir prédio separado, construído de material resistente ao fogo, podendo ter apenas uma
parede adjacente a outras instalações do estabelecimento, porém com as outras paredes
afastadas de, no mínimo três metros de outras instalações, do limite de propriedade de
terceiros, do limite com as vias públicas e de depósitos de combustíveis, excetuando-se
reservatórios para partida com até 2.000 litros de capacidade;
- dispor de pelo menos, duas saídas amplas, permanentemente desobstruídas e dispostas em
direções opostas;
- dispor de ventilação permanente com entradas de ar que não possam ser bloqueadas.
Relativo à segurança
Toda caldeira deve possuir “Manual de Operação” atualizado, em língua portuguesa em local de
fácil acesso aos operadores contendo no mínimo: procedimentos de partidas e paradas,
procedimentos e parâmetros operacionais de rotina, procedimentos para situações de emergência
e procedimentos gerais de segurança, saúde e de preservação do meio ambiente.
os valores da TBS máxima e mínima.
70
71
3.2 REQUISITOS OPERACIONAIS
Toda
caldeira deve possuir “Manual de Operação” atualizado, contendo os procedimentos para
situação de emergência e parâmetros operacionais de rotina para partidas e paradas da caldeira.
3.3 SEGURANÇA NA OPERAÇÃO DE CALDEIRAS
Os instrumentos de controle das caldeiras devem ser mantidos calibrados e em boas condições
operacionais, constituindo condição de risco grave e iminente, o emprego de artifícios que
neutralizem os sistemas de controle e segurança da caldeira.
3.4 INSPEÇÃO DE SEGURANÇA
Para fins de caracterização dos procedimentos de inspeção, as caldeiras são classificadas em
três categorias:
categoria “A” - aquelas cuja pressão de operação for maior ou igual a 19,98 kgf / cm2;
categoria “B” - aquelas que não se enquadrarem nas categorias “A” e “C”;
categoria “C” - aquelas cuja pressão de operação for menor ou igual a 5,99 kgf / cm2 e volume
interno igual ou menor a 100 litros.
As caldeiras devem ser submetidas a inspeções de segurança inicial e periódica.
A Inspeção de Segurança Inicial deve ser feita em caldeiras novas, antes da entrada em
funcionamento, no local de operação, compreendendo exame interno e externo, teste hidrostático e de
acumulação.
A Inspeção de Segurança Periódica, compreendendo exame interno e externo, deve ser executada
nos prazos máximos de:
- doze meses para caldeiras de categoria “A”, “B”, “C”;
- vinte e quatro meses para caldeiras de categoria “A”, desde que aos doze meses sejam
testadas as pressões de abertura das válvulas de segurança.
As válvulas de segurança instaladas nas caldeiras de categoria “B” e “C” devem ser
inspecionadas periodicamente pelo menos uma vez por mês, mediante o acionamento manual da
alavanca.
As válvulas de segurança instaladas nas caldeiras de categoria “A” devem ser inspecionadas
numa freqüência compatível com exigência operacional da mesma, porém respeitando os prazos
acima mencionados, desmontando e procedendo ao teste em bancada.
Adicionalmente a estes testes, as válvulas de segurança devem ser submetidas a testes de
acumulação, nas seguintes situações:
na inspeção inicial da caldeira;
quando forem modificadas ou submetidas à reforma;
quando houverem modificações nos parâmetros operacionais da caldeira ou na PMTA;
quando houverem modificações nas tubulações de admissão ou de descarga da caldeira.
72
3.5 GERADORES DE VAPOR - CALDEIRAS
O gerador de vapor mostrado na figura 3 abaixo é um vaso fechado com tubos em seu interior,
onde os gases quentes da combustão escoam dentro destes tubos, cedendo calor à água em seu
entorno externo. São as caldeiras flamo-tubulares. Essas caldeiras serão fornecidas com uma
placa de identificação e documentação, conforme a seguir.
Placa de Identificação
Deverá conter os informes referentes a:
fabricante;
número de ordem dado pelo fabricante da caldeira;
ano de fabricação;
pressão máxima de trabalho admissível;
pressão de teste hidrostático;
capacidade de produção de vapor;
area da superfície de aquecimento;
código de projeto e ano de edição.
Documentação
Deverá conter os informes referentes a:
registro de segurança;
relatórios de inspeção;
projetos de instalação e projetos de alterações ou reparos;
manual da caldeira, incluindo:
- procedimentos utilizados na fabricação;
- montagem, inspeção final e determinação da PMTA;
- características funcionais;
- dados dos dispositivos de segurança
- ano de fabricação;
- categoria da caldeira;
- código de projeto e ano de edição;
- especificação dos materiais.
Figura 3 – Gerador de Vapor
Características Construtivas das
73
Caldeiras
Costado: diâmetro externo a ser informado
material ASTM A 516/70
Espelhos do costado: diâmetro a ser informado
material ASTM A 516/70
Fornalha: tipo Lisa
diâmetro externo a ser informado
material ASTM A 516/70
Anel da câmara de reversão: diâmetro interno a ser informado
material ASTM A 516/70
Espelhos da câmara de reversão: diâmetro a ser informado
material ASTM A 516/70
Tubos de gases: tipo Espiralados
diâmetro a ser informado
quantidade ser informado
material ASTM A 178 A
Estes componentes construtivos estão mostrados na figura 4 abaixo.
Figura 4 – Componentes Construtivos
Conexões principais Diâmetro Qtd. Tipo
- saída de vapor 3“ 01 flange ANSI 150#
- entrada de água 1 “ 01 flange ANSI 150#
- válvula de segurança 1 1/2 “ 02 flange ANSI 150#
- descarga de fundo 2 “ 02 flange ANSI 150#
- coluna de nível 1 1/2 “ 02 flange ANSI 150#
Fornalha
Co
st
ad
o
Anel de
reversão
Tu
bo
s
de
G
ás
74
3.5.1 Componentes Construtivos
Sistema Automático de Partida, Piloto Diesel
- bomba de óleo
- manômetro
- filtro angular
- válvula esfera para bloqueio manual
- combustor piloto tipo pressão mecânica
- bico atomizador
- transformador de tensão para ignição
Sistema Automático de Combustão, por Queima de Óleo Combustível
- atomizador para óleo
- ventilador
- caixa de dosagem / distribuição de ar
- damper de ar
Componentes do Queimador, conforme figura 5
Item Discriminação Item Discriminação
1 corpo 6 volante regulador
2 corpo intermediário 7 placa de retenção
3 atomizador 8 tubo de óleo
4 bico para óleo 9 encosto
5 luva guia 10 parafuso borboleta
Figura 5 - Queimador
75
Sistema Automático de Bombeamento e Aquecimento de Óleo Combustível
- bomba de engrenagens para óleo combustível
- termômetro para indicação da temperatura do óleo para o combustor
- filtro vertical para linha de óleo do combustor
- manômetro para indicação da pressão do óleo
- válvula para bloqueio manual do óleo para o combustor
- válvula para bloqueio automático do óleo para o combustor
- aquecedor de óleo
- controlador eletrônico de temperatura do óleo
- válvula para dreno
- purgador de alívio de pressão
- resistência elétrica
Fluxograma Básico do Sistema de Óleo Combustível
Sistema Automático de Modulação de Chama
- pressostato para modulação de chama
- sistema de alavancas para ajuste da relação ar / combustível
- servo motor para comando do damper de ar com faixa de modulação 1.3
- válvula divergente três vias para modulação da vazão de óleo.
Sistema Automático para Alimentação de Água
- bomba de alimentação de água
- filtro de água
- válvula para bloqueio manual
- válvula de retenção.
Fluxograma Básico do Sistema de Água
76
Sistema de Atomização
Esse sistema é responsável pelo fornecimento de ar comprimido ou vapor para atomização do
óleo no combustor. Na partida a frio, é utilizado ar comprimido da rede local, até a formação do
vapor na pressão necessária à atomização, permanecendo a atomização a vapor durante a
operação normal.
Componentes
- pulmão para remoção de condensado, com purgador
- válvula reguladora de pressão auto-operada para vapor
- válvula solenóide para bloqueio automático do vapor/ar comprimido
- manômetro
- válvulas para bloqueio manual necessárias.
Sistema Automático de Segurança e Controle
Componentes
- foto-célula para supervisão de chama
- pressostato para segurança de pressão máxima do vapor na caldeira
- manômetro para indicação da pressão na caldeira
- eletrodo de segurança suplementar de nível d'água no corpo da caldeira
- visor de nível de água, instalado na coluna de nível
- válvula de alívio montada na câmara de gases
- válvulas de segurança instaladas no corpo para alívio de pressão.
Sistema Elétrico de Comando
Componentes
- fusíveis e disjuntores para o motor da bomba de oléo diesel
- fusíveis e disjuntores para o motor da bomba de óleo pesado
- fusíveis e disjuntores para as resistências do aquecedor de óleo
- fusíveis e disjuntores para o motor da bomba de água
- fusíveis e disjuntores para o motor do ventilador
- controle de nível d'água eletrônico
- programador de combustão eletrônico.
- alarme sonoro
Acessórios
Componentes
- válvula para tomada de vapor
- válvulas de bloqueio manual da descarga de fundo,
- visor de chama montado na traseira para a visualização da qualidade da chama
- boca de visita no costado
- fanges de inspeção no costado
- flange de inspeção no espelho dianteiro
- filtros verticais para sucção das bombas d'água
- filtros verticais para sucção das bombas de óleo
- coluna de nível para alojar os eletrodos de nível
- termômetro para saída dos gases de combustão
- escada / plataforma superior de acesso às válvulas de segurança e vapor.
77
3.5.2 Instalação da Caldeira
A caldeira deve ser colocada nivelada sobre base a 25 cm do piso, a fim de permitir o fácil acesso
aos tampões de limpeza.
O espaçamento entre a caldeira e a parede mais próxima deve obedecer às prescrições da NR 13
de modo a permitir a limpeza dos tubos na parte traseira.
A bomba de água deve sempre estar “escorvada”.
Quando a alimentação de água para caldeira for por meio do tanque de condensado, este deverá
estar localizado 4 metros acima da caldeira, no mínimo. O tubo alimentador de água deverá ter
um diâmetro 1,5 vezes àquele dimensionado para alimentação com água fria.
O fluxo de suprimento de água ao tanque de condensado deve ser dimensionado para o valor
equivalente a 150% do consumo horário da caldeira.
O volume geométrico desse tanque de condensado deve corresponder à vazão horária de vapor
produzida.
3.5.3 Instalação do Tanque de Óleo Pesado de Uso Diário
O tanque de óleo pesado diário deve ser instalado o mais próximo da bomba de óleo.
A bomba de óleo deve pressurizar esse tanque; nunca succionar o óleo.
3.5.4 Instalação do Sistema de Descargas
As ligações de dreno da coluna de nível devem ser independentes das demais, porém poderão
ser interligadas com a da descarga da válvula de fundo da caldeira.
Estes drenos deverão ser lançados para fora da casa de caldeira.
As ligações de descarga das torneiras de prova da coluna de nível podem ser interligadas.
Os purgadores devem ter as descargas visíveis lançadas no dreno através de funis.
O dreno do aquecedor de óleo deve ser descarregado em um recipiente separado para não
entupir a rede de esgoto.
3.5.5 Ligação da Rede de Descarga de Vapor da Caldeira ao Distribuidor
Deverá ser feita com tubo de diâmetro igual ou maior que o de saída de vapor da caldeira, com
inclinação no sentido da caldeira.
3.5.6 Suprimento de Energia Elétrica
Deve-se proceder a ligação do fio terra no chassi da caldeira, a fim de protegê-la contra as
descargas elétricas.
78
3.5.7 Considerações Técnicas
Chaminés
As chaminés são previstas para eliminar os gases de combustão do recinto da Casa de Caldeira,
por meio de tiragem natural ou forçada conforme discutido no item 3.9 página 87.
A altura das chaminés deverá ultrapassar a dos prédios circunvizinhos.
A temperatura de operação dos gases nas chaminés deverá oscilar entre 200 a 300oC. Caso esse
valor máximo seja ultrapassado, torna-se necessária uma ação imediata de limpeza dos
refratários da caldeira. Para controle deste valor deve ser instalado na chaminé um termômetro
com escala na faixa de 0 a 500oC.
A ligação dos tubos de descarga de gás das caldeiras com as chaminés deverá ser feita por meio
de conexões flangeadas e se necessário, com juntas de expansão.
Válvulas de Segurança
A descarga dessas válvulas deve ser lançada para fora do ambiente da casa de caldeira,
obedecendo as recomendações da NR 13.
O tubo utilizado para esse fim deverá ter diâmetro igual ou maior que o da conexão de descarga
dessas válvulas.
3.6 CAPACIDADE DE GERAÇÃO DE VAPOR.
Eficiência
% Dimensões (mm) Peso (ton)
Capacidade
com água de
alimentação
a 20 oC kg/h nota 1
Consumo
óleo 1A
kg/h
Consumo
de gás
natural
kg/h
Consumo
de GLP
kg/h
Consumo
de diesel
kg/h Comp.
mm
Larg.
mm
Alt
mm
Diâmetro
chaminé Vazia
Operaçã
o
2000 86,6 152 158 130 144 5655 2540 2523 340 9 14,4
2500 89,9 189 197 162 179 5847 2660 2629 340 9,5 16
3200 90,2 241 252 207 228 6044 2860 2834 340 10,5 18,4
4000 90,4 300 314 258 285 6412 2920 3099 500 12,5 11
5000 89,9 378 395 325 378 6962 2970 3052 500 14,5 26
6500 89,9 491 512 421 466 7130 3260 3380 500 16,5 30,2
8000 89,7 606 632 520 575 7389 3340 3430 600 21 38,1
10000 89,9 755 789 648 716 7594 3510 3645 600 26 46,9
12000 90,1 905 944 776 857 8052 3850 3865 600 31 56,7
15000 90,5 1.126 1.175 967 1.066 8780 1390 4010 750 33,6 66,2
17000 90,9 1.270 1.326 1.090 1.202 9350 4370 4290 750 42 82,2
20000 90,5 1.500 1.567 1.288 1.421 8090 5580 4610 1.160 50 97
24000 90,5 1.801 1.880 1.546 1.706 8400 5780 4820 1.160 53 106
30000 90,7 2.246 2.345 1.928 2.127 8900 6020 5140 1.500 66 128
34000 91,1 2.534 2.646 2.175 2.397 9400 6260 5380 1.500 77 154
Nota 1 - Eficiência conforme DIN 1942, usando óleo combustível 1 A com PCI = 9.750 kcal/ kg.
79
3.7 COMBUSTÍVEIS
3.7.1 Conceituação
Combustíveis são todas substâncias capazes de reagir com o Oxigênio do ar, liberando calor.
De seus componentes, o Carbono e o Hidrogênio fornecem a maior parcela de calor. O Enxofre
contribui com uma pequena parcela. Tem-se para cada kg de massa,
- de Carbono: C+ 02 CO2 8 100 kcal / kg
- de Hidrogênio H2 + ½ 02 H2O 33 900 kcal / kg
- de Enxofre S + 02 S02 2 210 kcal / kg
3.7.2 Classificação
Sólido
- carvão C 47,50% H 6,00% O2 44,00% N21,50% cinzas 1,50%
Líquido
- óleo diesel C 81,60% H 12,70% S 1,07%
- óleo tipo “A” C 86,85% H 12,69% S 0,41%
- óleo tipo “B” C 85,89% H 11,66% S 2,40%
Gasoso
- gás natural Metano 80% Etano 7% N2 13%
- gás liquefeito de petróleo Metano 40% Etano 30% N2 9%
3.7.3 Poder Calorífico
Poder Calorífico é a quantidade de calor liberada pela unidade de massa (ou de volume) de um
combustível submetido à combustão completa, expresso em kcal / kg.
No caso dessa quantidade de calor incluir a transformação da água presente no combustível em
vapor, o poder calorífico será identificado como superior - PCS.
Caso contrário, se não incluir será designado como inferior - PCI.
No caso dos óleos combustíveis ter-se-ão os valores:
óleo diesel PCS = 10833 kcal / kg PCI = 10 161 kcal / kg
óleo tipo “A” PCS = 10750 kcal / kg PCI = 10 450 kcal / kg
óleo tipo “B” PCS = 10160 kcal / kg PCI = 9 800 kcal / kg
3.7.4 Água
A água apresenta-se nos combustíveis de três formas:
- acidental: função de chuvas; pode ser evitada;
- higroscópica: incorporada ao combustível, só é eliminada durante a queima.
- de constituição: combinada com os sais minerais; não pode ser eliminada.
80
3.7.5 Combustão
O início de uma combustão sempre ocorre mediante a introdução de um ignitor piloto.
No caso de combustíveis gasosos, desde que se proporcione uma mistura adequada entre o gás
e o ar, uma simples faísca é capaz de ignitar a combustão que se manterá pelo próprio calor
gerado na queima, mediante as reações:
CO + 1/2 O2 CO2
H2 + 1/2 O2 H2O
CH4 + 2 O2 CO2 + H2O
No caso dos combustíveis líquidos há duas teorias para a combustão.
Teoria da hidroxilisação - Durante a queima de um combustível líquido pulverizado, os
hidrocarbonetos, sob a ação do Oxigênio e de calor, se desdobram em frações menores,
formando compostos hidroxilados do tipo formaldeídos. Porém, estas reações intermediárias
continuam sofrendo alterações pela contínua ação do calor e do Oxigênio, desdobrando-se em
frações mais simples do tipo CO e H2, até a queima total, formando CO2 e H2O.
Esquematicamente a teoria pode ser representada como:
Teoria do Craking - Quando o combustível pulverizado é submetido a aquecimento brusco, com
uma mistura de ar, deixam de existir condições para a formação dos compostos hidroxilados.
Estes hidroxilados se cindem diretamente em seus elementos constituintes, Carbono e
Hidrogênio, para reagirem com o O2. O esquema se simplifica.
combustível líquido
vapores do combustível
compostos hidroxilados
aldeídos
forte calor
O2
CO2 + H2O
combustível
vapores do combustível forte calor
C + O2
O2
H2 + 1/2 O2 CO2 H2O
81
A teoria da hidroxilisação é usada no funcionamento dos bicos de queimadores. O combustível
líquido é admitido nesse bico onde ocorre uma mistura com ar de combustão.
Ao se ignitar o bico, inicia-se uma combustão irregular que se firma a medida que o bico se
aquece e o ar de pulverização for aproveitado. No interior deste queimador ocorre a hidroxilização
por coexistirem as condições “Calor + Ar + Combustível”, com formação de CO e H2 que ao
saírem do bico entram também em combustão, gerando uma chama com a coloração azulada
típica.
A teoria do Craking é ilustrada no processo de quiema de uma vela.
O combustível é a parfina, o pavio é o dispositivo que viabilza a ascenção, por capilaridade, da
parafina derretida.
Ao se aquecer o pavio com a chama de um ignitor, pequena massa de parafina é derretida e a
combustão se inicia face à presença do ar atmosférico e do calor do ignitor.
O calor gaseifica a parafina derretida, elevando sua temperatura para acendê-la e queimá-la.
Este é um processo de Craking com formação direta de Carbono e H2.
Se for encostada nessa chama uma superfície fria, a diminuição de sua temperatura impede o
procedimento da combustão completa.
Nesta condição o Carbono já dissociado se depositará sobre a superfície enegrecendo-a com
fuligem. Fumos escuros são também gerados e dispersados na atmosfera.
Na prática as duas possibilidades podem ocorrer simultaneamente. A predominância de uma
sobre a outra dependerá do sistema de pulverisação do combustível.
3.7.5.1 Ar para Combustão:
Os cálculos da combustão baseiam-se nas reações dos elementos combustíveis: carbono,
hidrogênio e enxofre com o oxigênio.
Na definição do volume de ar necessário à combustão, deverá ser considerado o peso molecular
e o volume molar dos elementos envolvidos:
Elemento Peso Molecular Volume Molar
Carbono 12,01 kg/kmol
Hidrogênio
2,016 kg/kmol 22,43 Nm3 / kmol
Enxofre 32,06 kg/kmol
Oxigênio 32,00 kg/kmol 22,39 Nm3 / kmol
A combustão será considerada completa quando toda a massa de Carbono, Hidrogênio e Enfofre
reagirem com o ar, formando CO2, H2O e SO2.
A combustão será considerada incompleta quando ocorrer a presença de CO.
82
Considerando que, para queimar:
1 kg de Carbono precisa de: 1,864 Nm3 de Oxigênio
1 kg de Hidrogênio precisa de: 5,56 Nm3 de Oxigênio
1 kg de Enxofre precisa de: 0,697 Nm3 de Oxigênio, teremos:
volume teórico de Oxigênio = 1,864 C + 5,56 (H – O / 8) + 0,697 S em Nm3/kg (equação 32)
Como o ar atmosférico possui em volume 20,9% de Oxigênio, teremos:
volume teórico de ar = (100 / 20,9) x volume teórico de Oxigênio ou:
volume teórico de ar = 8,909 C + 26,576 H – 3,332 O + 3,331 S em Nm3/kg (equação 33)
Tecnicamente é impossível assegurar uma combustão completa apenas com o suprimento teórico
de ar, sendo requerido um percentual adicional.
3.7.5.2 Consumo de Ar
O consumo de ar necessário à combustão corresponderá ao volume teórico de ar corrigido por
um fator de excesso de ar (FE). O valor desse fator para o óleo combustível deve estar na faixa
abaixo relacionada e em conformidade com o tipo do queimador.
para queimadores com pulverização a vapor 1,05 – 1,15
para queimadores com pulverização mecânica 1,20 – 1,25
para queimadores com baixa pressão de ar 1,30 – 1,40
3.7.5.3 Volume Teórico de Gases
De acordo com as mesmas reações, o volume teórico de gases para cada quilo de combustível
será dado pela expressão:
1,864 C + 0,697 S + 0,8 N + 0,79 Var + (9 x H + w) 1,24 em Nm3/kg (equação 34)
Nessa expressão, além dos gases da própria combustão, aparecem ainda:
- o Nitrogênio do combustível com volume especifico (0,8 Nm3 / kg ),
- o Nitrogênio do ar na proporção de 0,79 do volume de ar
- o vapor de água com volume especifico 1,24 Nm3 / kg.
Nota: admitindo que o combustível tenha um teor de umidade “w”, e sabendo que 1 kg de
Hidrogênio gera 9 kg de água, a umidade total no volume de gás teórico poderá ser
determinada por meio da expressão (9 x H + w) x 1,24.
3.7.5.4 Volume de Gás Gerado
Será definido aplicando o coeficiente de excesso de ar, conforme expressão:
volume teórico de gás + (FE – 1) x volume teórico de ar em Nm3/kg (equação 34 a)
83
3.7.5.5 Procedimentos Práticos para Determinação das Vazões de Ar e de Gás
Através do diagrama para combustíveis líquidos
Através das fórmulas práticas de Rosin e Fehling
Para combustíveis líquidos
volume teórico ar: (0,85 PCI / 1000 ) + 2 em Nm3 / kg (equação 33ª)
volume teórico gás: 1,11 PCI / 1000 em Nm3 / kg (equação 34b)
Para combustíveis gasosos com PCI > 3000 Kcal / Nm3.
volume teórico ar: (1,09 PCI / 1000) – 0,25 em Nm3 / Nm3 (equação 33b)
volume teórico gás: ( 1,14 PCI / 1000) + 0,25 em Nm3 / Nm3 (equação 34c)
Para combustíveis gasosos com PCI < 3000 Kcal / Nm3 equação 34
volume teórico ar: 0,875 PCI / 1000 em Nm3 / Nm3 (equação 33c)
volume teórico gás: 0,725 PCI / 1000 em Nm3 / Nm3 (equação 34d)
84
3.7.5.6 Consumo de Combustível, Vazão de Ar, Vazão de Gás
Exemplo numérico, considerando:
- queimador pulverização mecânica com Fe=1,20
- produção de vapor 1600 kg / h
- pressão de descarga 10,6 atm
- pressão de descarga absoluta 11,5 ata
- rendimento 66%
- pressão atmosférica 0,90 atm
- calor especifico do ar 0,13 kcal / kg x oC
- peso especifico do ar 1,17 kg / Nm3
- temperatura inicial da água 20 oC
- poder calorífico inferior do combustível 10200 kcal / kg
- composição do óleo combustível 85% C / 15% H / 0% S
- relação massa de ar / massa de combustível 15
Calcular: consumo de combustível, vazão de ar requerida, vazão de gás gerado.
Pela tabela de vapor, teremos : entalpia do vapor a 11,5 ata: 664,5 kcal / kg (Iv)
entalpia da água a 20º C: 20,0 kcal / kg (Ia)
Solução:
O consumo de combustível será calculado fazendo o calor requerido para produzir 1600 kg / h de
vapor (Qr) igual ao calor produzido (Qp) pela queima de uma massa de combustível (mc).
Qr= mv x (Iv – Ia) ÷ η → 1600 x (664,5-20) ÷ 0,66 = 15,62 x 105 Kcal / h,
Qp= mc x PCI + mar x cpar x tar ou mc (PCI +
c
ar
m
m
x cpar x tar). Fazendo Qr = Qp, vem:
mc=15,62 x 105 ÷ (10.200 +15 x 0,13 x 20) = 152,5 kg / h
As vazões de ar e gás poderão agora ser obtidas por três critérios:
Utilizando o diagrama
Volume teórico de ar: 11 x 152,5 = 1 677,5 Nm3/h
Vazão de ar requerida: 1 677,5 x 1,2 = 2 013,0 Nm3/h
Volume teórico de gás: 14,2 x 152,5 = 2 165,5 Nm3/h
Volume de gás gerado: 2 165,5 + (1,2 – 1) x 1677,5 = 2 500,9 Nm3/h
Aplicando Rosin / Fehling
Volume teórico de ar: [(0,85 x 10.200 ÷1000)+2] x 152,5= 1 627,17 Nm3/h
Vazão de ar requerida: 1627,17 x 1,2 = 1952,61 Nm3/h
Volume teórico de gás : (1,11 x 10.200 ÷ 1000) x 152,5 = 1 726,6 Nm3/h
Volume de gás gerado: 1726,6 + (1,2 – 1) x 1627,17 = 2 050,03 Nm3/h
Aplicando as equações 32 e 33, vem:
Volume teórico de ar: 8,909 x 0,85 + 26,576 x 0,15 + 0 - 0) x 152,5 = 1750,7 Nm3/h
Vazão de ar requerida: 1750,7 x 1,20= 2 100,0 Nm3 / h
Nota: o volume teórico de gás não poderá ser avaliado por esse critério, visto não ter sido
informado a concentração de Nitrogênio e de água na composição do combustível.
85
3.8 EMISSÕES GASOSAS - CONTROLE AMBIENTAL
3.8.1 Conceituação
O lançamento direto desta emissão gasosa na atmosfera é regulamentada por lei; não sendo
possível fazê-lo, se não for assegurado o grau de opacidade padrão dois, na escala Ringelman.
É tolerada a emissão gasosa no padrão três da escala Ringelman por um período máximo de seis
minutos, em qualquer intervalo de uma hora e que é assumido como correspondente às
operações de partida ou de limpeza das caldeiras.
3.8.2 Escala Ringelman
A escala Ringelman é constituída de seis padrões com variações uniformes de tonalidade entre o
branco e o preto. Os padrões são apresentados por meio de quadros retangulares, com redes de
linhas de espessura e espaçamentos definidos, sobre um fundo branco.
Os padrões da Escala de Ringelman são numerados de zero a cinco assim definidos:
- Inteiramente branco
- Reticulado com linhas pretas de 1 mm de espessura, deixando
intervalos, quadrados brancos de 9 mm de lado.
- Reticulado com linhas pretas de 2,3 mm de espessura,
deixando intervalos, quadrados brancos com 7,7 mm de lado.
- Reticulado com linhas pretas de 3,7 mm de espessura,
deixando intervalos, quadrados brancos com 6,3 mm de lado.
- Reticulado com linhas pretas do 5,5 mm de espessura,
deixando intervalos, quadrados brancos com 4,5 mm de lado.
- Inteiramente preto.
3.8.3 Opacímetros
O controle da emissão gasosa na atmosfera deve ser monitorado por meio de opacímetros
instalados junto ao topo da chaminé, ver página 278.
86
3.8.4 Lavadores de Gás
Descrição, ver também página 256.
Os gases ao entrarem no lavador, mostrado na figura 6 passam primeiramente na região de bicos
pulverizadores de solução neutralizante, onde as partículas poluentes impactam contra partículas
de água com diâmetros da ordem de 20/50 micra.
A seguir, a mistura de gás “lavado” e poluentes “molhados” passa por uma seção de inversão de
fluxo a alta velocidade. As partículas “molhadas” se precipitam na lâmina da solução
neutralizante, na parte inferior do lavador.
A fim de eliminar as gotas de água remanescentes no fluxo de gás, bem como partículas
poluentes ainda existentes, o gás passa por uma “chicana”, que deve ser retirada e limpa
periodicamente.
Dados referenciais
tamanho das partículas serem retidas: 1 a 5 micra
perda de carga no circuito de gás: 38 a 90 mmca
velocidade do gás no lavador: 0,30 a 0,50 m/s
vazão de neutralizante circulada: 1,85 m3 / min por 28,3 m3 / min de gás a 20º C
Arranjo construtivo
Figura 6 – Lavador de Gás
Legenda:
1 - tubo de admissão
2 - mesa de apoio
3 - moto bomba
4 - reservatório de reagente
87
3.9 TIRAGEM
Uma vez processada a limpeza dos gases de combustão será necessário lançá-los à atmosfera.
Isto se faz por meio de chaminés. No caso de se usar o próprio ventilador da caldeira para
movimentar o fluxo de gás, a chaminé será designada “com tiragem forçada“. Caso contrário,
quando o movimento dos gases for conseqüente da diferença de temperatura entre o gas e o ar
atmosférico local, será designada “com tiragem natural”.
3.9.1 Tiragem Natural
Consideremos a figura 7 abaixo,
Figura 7 – Chaminé
onde:
H altura da chaminé, acima da zona de combustão em m;
P pressão atmosférica em mm Hg;
S seção interna da chaminé em m2;
t temperatura do ar exterior em oC;
t1 temperatura dos gases da combustão em ºC;
ρ peso específico do ar, na temperatura “t” e pressão “P” em kg / m3;
0ρ peso específico do ar, nas condições normais em kg / Nm3;
1ρ peso específico dos gases na temperatura e pressão da descarga em kg / m3.
Pode-se admitir que o peso específico dos gases de combustão e do ar atmosférico, nas mesmas
condições de pressão e temperatura sejam iguais.
Com efeito, se o CO2 é mais denso que o ar, há compensação pela presença de hidrocarbonetos
e vapor de água menos densos que o ar.
A força motriz “f “ que produzirá o movimento ascensional da coluna de gases é definida
pela expressão: f = H x S x ( ρ - 1ρ ), em Kgf (equação 35)
Designando por “Z” o fator de compressibilidade dos gases da combustão, a tiragem causada
será definida pela expressão: ho
( )
t
ttH 1
×+
−×
××=
Z
Z
11
ρ , em mmca (equação 36)
onde, t e t1 são expressos em graus Kelvin.
88
Do exposto, conclui-se que a tiragem é:
- proporcional à altura da chaminé;
- tanto maior quanto menor for a temperatura do ar exterior e quanto maior for a temperatura dos
gases da combustão;
- inversamente proporcional à altitude, visto que 1ρ decresce com a diminuição da pressão
atmosférica.
A tabela abaixo indica valores de tiragem expresa em mmca, para alturas de chaminés de 25, 50,
75 e 100 m e temperaturas dos gases de combustão nos valores de 100, 200, 400, 600oC ou
maiores.
Nota: para os valores citados de tiragem, foi considerado para o ar externo na tempertura de
15oC, o peso específico de 1,293 kg/Nm3.
altura da chaminé em metros temperatura dos
gases 25 50 75 100
100 oC
200 oC
400 oC
600 oC
infinito
7
12
17,5
20,5
30,7
14
24
35
41
61,5
21
36
52,5
61,5
92,5
28
48
70
82
123
Conhecendo-se a tiragem “ho”, pode-se determinar a velocidade e a vazão dos gases da
combustão aplicando-se as expressões:
velocidade de escoamento v ,
1ρ
hog2 ××= em m/s (equação 37)
vazão escoada Q0 ,
1
o
ρ
hg2S ××= em m3/s (equação 38)
3.9.2 Causas que Afetam a Tiragem Natural
- Umidade do ar: influi indiretamente, pela diminuição do peso específico do ar. A tiragem será
tanto menor quanto maior for essa umidade.
- Umidade no combustível: causa o abaixamento da temperatura de regime na base da chaminé e
diminui a densidade dos gases da combustão por conterem vapor de água; geralmente se
compensam.
- Direção e velocidade dos ventos: quando o vento na chaminé soprar de baixo para cima,
aumenta a tiragem, quando de cima para baixo diminue, podendo anulá-la no caso de grande
velocidade.
- Torres de resfriamento; a presença de torres de resfriamento nas vizinhanças das chaminés
afeta a tiragem natural de modo similar à umidade do ar.
89
3.10 ÀGUA DE ALIMENTAÇÃO DAS CALDEIRAS
A água de alimentação das caldeiras deve ser tratada de modo que fique eliminada a possibilidade da
formação de incrustações decorrentes da presença de impurezas normalmente existentes, sólidos
dissolvidos, sólidos em suspensão, óleos e gases, que afetarão a troca de calor entre os gases quentes
da combustão e a água.
3.10.1 Análise da Água
É obrigatória a análise da qualidade da água
a ser destinada à produção de vapor, para
determinação dos parâmetros: dureza, alcalinidade, cloretos e Ph.
A dureza da água é expressa em DHG “Graus de Dureza Alemão”, em função da concentração
de sais de cálcio e magnésio.
Um DHG, conforme DIN 8103 e 8104 considera a concentração de 10 mg de CaO e 7,14 mg de
MgO por litro de água. A dureza total será a soma das durezas de CaO e MgO.
Segundo o DHG, tem-se a seguinte classificação das águas:
Dureza total Qualidade
DHG de 0o a 4o muito branda
de 4o a 8o branda
de 8o a 12o pouco dura
de 12o a 18o semi dura
de 18o a 30o dura
maior que 30o muito dura
Exemplo numérico
Se um litro de água contiver 90mg de CaO e 43mg de MgO a dureza total será 15o DHG, pois:
dureza de Cálcio 90 ÷÷÷÷ 10 = 9o dHG
dureza de Magnésio 43 ÷÷÷÷ 7,14 = 6o dHG
dureza total 15o dHG
Alcalinidade
Exprime a presença de íons dos sais de Carbonato, Bicarbonato, Hidróxidos, Fosfatos, Silicatos; sendo
os Carbonatos, os Bicarbonatos e os Hidróxidos os mais relevantes.
A alcalinidade é detectada pelos indicadores de dimetil orange (AM) e de fenolftaleína (AF).
Cloretos
Estes sais permitem estabelecer a percentagem de descarga da água da caldeira, aconselhando-
se não exceder a faixa de 10 a 12 vezes a concentração dos cloretos da água da caldeira em
relação aos da água de alimentação,
tem-se: descarga de %100
caldeira da água na Cloretos de ãoConcentraç
oalimentaçã de água na Cloretos de ãoConcentraç
=×
Ph
Indica a acidez ou a alcalinidade da água. Se o Ph for maior que sete a água estará ácida;
Se menor que sete a água estará básica ou alcalina.
90
3.10.2 Qualidade da Água para Caldeiras
É recomendado o seguinte padrão
- condição geral limpa, incolor
- condutividade a 25 oC < 50 µs / cm
- Ph a 25 oC >9
- Oxigênio < 0.02 mg / kg
- Ferro total < 0.02 mg / kg
- Cobre total < 0.003 mg / kg
- Si 02 < 0.03 mg / kg
- consumo de KMnO4 < 5.0 mg / kg
- óleo < 0.5 mg / kg
3.10.3 Tratamento da Água
A qualidade da água de alimentação das caldeiras é assegurada por tratamentos em leitos-misto
Objetivo: controlar a dureza da água.
Processo: consiste na troca de íons mediante a aplicação de resinas sintéticas.
Tempo de saturação: variável conforme a qualidade da água de suprimento.
Tempo de regeneração: de duas a quatro horas, limitado ao máximo de oito horas.
Condições operacionais: contempla as etapas de regeneração, enchimento, mistura por
borbulhamento de ar e enxague, processadas conforme o diagrama abaixo,
Etapas
operação 1
retrolavagem 2
regeneração catiônica 3
regeneração aniônica 4
enxágüe inicial 5
drenagem 6
mistura das resinas 7
refil 8
enxágüe final 9
91
3.11 DISTRIBUIÇÃO DE VAPOR
O sistema de distribuição de vapor é importante elo de interligação da caldeira com os usuários.
O vapor saturado oferece facilidades de geração e de utilização.
A correlação entre pressão e temperatura é fundamental para a distribuição do vapor, bem como
para o cálculo das perdas de calor.
Cabe ao projeto assegurar que o vapor produzido na caldeira supra os usuários à pressão e
temperatura requeridas.
Tem-se como principais aplicações de vapor, como fluido de aquecimento ou como fluido motriz
na geração de energia, através de turbinas
O projetista deve estabelecer o interfaceamento dos diversos “sub-sistemas”, como tancagem de
combustíveis e de água, motobombas de água e óleo, sistemas de tratamento de água e de
lavagem dos gases de combustão, por meio de um fluxograma de processo, conforme discutido
no item abaixo.
Pontos de consumo de vapor e de condensado
Deverão estar dentro das possibilidades, o mais próximo possível da casa de caldeiras, obtendo-
se rotas mais curtas para as tubulações de vapor e condensado.
Tanque de acumulação de combustível
Considerar o volume dos trocadores de calor para aquecimento do óleo no tanque quando da
determinação do volume geométrico. Aconselha-se uma capacidade mínima de estocagem
correspondente a 15 dias de consumo.
Tanque de condensado
Projetar este tanque isolado termicamente.Observar as prescrições da norma regulamentadora
NR 13.Considerar sua elevação de modo a garantir que a bomba de água da caldeira fique
escorvada
Bomba de alimentação de água da caldeira
Especificar o NPSH dessa bomba em função da temperatura da água de suprimento.
Recomenda-se a temperatura de 80ºC.
Redes de drenagem
Prever duas redes, uma fechada para trabalhar sob pressão , outra aberta sujeita apenas à
pressão atmosférica.
Estas redes deverão ser independentes para evitar problemas de retorno e deverão desaguar em
tanque coletor externo às casas de caldeira.
Chaminés de descarga
Deverão ser projetadas conforme legislação em vigor,com tiragem compatível com a pressão do
ventilador de ar de combustão
Local de instalação das caldeiras
Deverá atender aos requisitos da NR 13.
A área de instalação destas caldeiras deverá estar circundada por uma canaleta de drenagem no
piso desaguando no mesmo tanque coletor acima citado.
93
3.11.1 Redes de Distribuição de Vapor
Dimensionamento da Rede
Para o cálculo do diâmetro pelo critério de perda de carga, aplicar a expressão
d: 5,1
1,95
P
0,9Q0,029
∆
××× 5ev
, em cm (equação 39)
onde:
∆P: perda de carga em kgf / cm2 por 100 m
Q: vazão mássica em kg / h
ve: volume específico em m3 / kg
d: diâmetro nominal em cm
Exemplo numérico considerando:
vazão 470 kg / h
comprimento da rede 150 m
conexões 7 C 90º + 1 têe de derivação
pressão manométrica no inicio do trecho 7,0 kgf / cm2
pressão manométrica no fim do trecho 6,5 kgf / cm2
diferencial de pressão no trecho 0,5 kgf/cm2
Calcular o diâmetro
Solução: arbitrar o diâmetro e estimar um acréscimo de 15 a 20% no comprimento da rede para
cobrir os comprimentos equivalentes das conexões.
- comprimento virtual: 150 + ( 150 x 0,15 )= 172,5 m
- ∆Ρ: ( 7,0 – 6,5 ) x (100 / 172,50)= 0,29 kg / cm2
- pela tabela de vapor: volume específico a 7 kgf / cm2= 0,2448 m3 / kg
Cálculo do diâmetro 5,1
1,95
0,29
0,90,2448040,029 57 ×××
= 5,25 cm
O valor do diâmetro calculado deve ser tal que a velocidade de escoamento não ultrapasse o
limite de 15 m / s.
Verificação da velocidade
Adotando o diâmetro comercial de 2”, di = 5,25 cm, a velocidade será:
V: (4 x 0,2448 x 470) / (pi x 3 600 x 0,05252)= 14,76 m/s→ok
Verificação do comprimento virtual
Conforme tabela página 33 o comprimento equivalente para as conexões na bitola de 2” será de 7
X 2,6 + 1 x3,7 = 21,9. e o comprimento virtual da rede, de 150+ 21,9=171,9 m, o que confirma a
condição de conformidade dos cálculos.
94
3.12 CONDENSADO FORMADO NO AQUECIMENTO DA TUBULAÇÃO.
É calculado aplicando a expressão: Q = Cp aço x m x L ( tf – ti ) (equação 40)
onde:
Q calor trocado em kcal
Cp aço calor específico do aço do tubo em kcal / kg x oC
.
m massa (peso) do tubo a ser aquecido em kg
tf temperatura final do tubo em oC
ti temperatura inicial do tubo em oC
L comprimento da rede em m
Exemplo numérico, considerando os dados abaixo, calcular o condensado formado.
peso (massa) da tubulação: 16,1 kg /m
comprimento da rede 120 m
pressão absoluta de vapor na rede 11,0 kgf/cm2
pressão manométrica na rede de condensado 0,35 Kgf/cm2
temperatura final (assumida equivalente a do vapor) 183,2oC
temperatura
inicial 25oC
calor específico do aço (valor médio) 0,063kcal / kg x oC
tempo de aquecimento da rede uma hora
Solução
Calor trocado Q: 16,1 x 0,063 x 120 x (183,2 – 25 ) = 19255 kcal
Como Q =
.
m / cℓ e sendo cℓ da da água a 0,35 kgf/cm2= 534 kcal / kg, vem:
Massa de condensado
.
m = 19255 kcal / 534 kcal / kg = 36,0 kg.
Como o tempo de aquecimento é de uma hora, teremos 36,0 kg / h.
3.12.1 Cálculo do Diâmetro das Redes de Condensado
É calculado pela expressão: d = {4 x .m x ve x (ii - if) / pi x v x cl x 3600}0,5em m (equação 41)
onde:
.
m : vazão mássica de condensado kg / h
ve: volume específico do vapor m3 / kg
ii: entalpia do condensado na pressão inicial kcal / kg
if: entalpia do condensado na pressão final kcal / kg
v: velocidade de escoamento m / s
cl calor latente do vapor na pressão do retorno (final) kcal / kg
Exemplo numérico, considerando os dados calcular: o diâmetro da rede de condensado.
vazão de condensado 57,7 kg / h
pressão inicial 11 kgf / cm2
pressão final 1,35 kgf / cm2
velocidade 5 m / s
Solução: pela tabela de vapor ii(na pressão absoluta de 11,0 kgf / cm2)= 664,1 kcal / kg
if(na pressão absoluta de 0,35 kgf / cm2)= 534,0 kcal / kg
ve( a 1,35 kgf / cm2) = 1,310 m3 / kg
cℓ ( a 1,35 kgf / cm2) = 554 kcal / kg
Cálculo do diâmetro
d : 3600 1 36 ×××−××× 5545/ ) 641 664,1 (,3104 pi = 0,015 m→ 1/2”.
95
3.12.2 Bombas de Condensado
Descrição Funcional, conforme figura 7
1 O condensado escoa por gravidade para o interior da bomba
através da válvula de retenção A enchendo seu volume interno. A
bóia B movimenta-se para cima através do braço C da válvula de
exaustão. O condensado não pode passar pela válvula de retenção
da saída D, pois a contrapressão a mantém fechada. A válvula de
exaustão E permanece aberta e a válvula de admissão F fechada
pela força de C. A bóia B continua subindo até pressionar a sede
G, levantando o eixo, abrindo a válvula de admissão F e fechando
a válvula de exaustão E.
2 O vapor sob pressão, entrando pela válvula de admissão F, faz
a válvula de exaustão E fechar rapidamente e F abrir totalmente.
A pressão é transferida pelo líquido à válvula de retenção A (de
entrada), fechando-a. A pressão na bomba aumenta até que seja
suficiente para vencer a contrapressão da linha.
3 O condensado sob pressão, no interior da bomba abre a válvula
de retenção de saída D, e a descarga de condensado é
processada.
4 A bóia B acompanha o nível descendente de condensado até o
ponto em que ocorre o fechamento da válvula de admissão F e
abertura da de exaustão E, despressurizando o corpo da bomba.
Sem pressão a válvula de retenção da saída se fecha, e a de
admissão abrirá pelo escoamento do líquido por gravidade, re-
iniciando o ciclo.
Figura 7 – Bomba de Condensado
Diagrama de Montagem, conforme figura 8
Figura 8 – Montagem Bomba de Condensado
Notas
1: coluna de alimentação “h” é a distãncia entre a geratriz inferior do coletor e a do tampo superior
da bomba.
2: coluna de recalque “H” é a distância entre as linhas de centro dos tubos de saída do
condensado da bomba e de entrada da rede de retorno.
96
Cálculo da Sobrepressão e Consumo de Vapor da Bombas de Condensado
Exemplo numérico, considerando:
- carga de condensado 1640 kg / h
- pressão de vapor de alimenação 5,20 bar manométrica
- coluna de recalque (H) 9,20 m
- pressão na linha de retorno de condensado 1,70 bar manométrica
- coluna de alimentação 0,60 m
Calcular: sobre pressão e consumo de vapor.
Solução:
Cálculo da sobre pressão: 9,20 x 0,0981 + 1,7 = 2,6 bar
Cálculo do consumo de vapor:
Assumindo a relação de 3,0 kg de vapor consumidos para 1000 kg de condensado bombeado,
vem: 3 x 1640 / 1000 = 4,92 Kg /h.
3.13 ESTAÇÕES REDUTORAS DE PRESSÃO
São previstas para adequar a pressão de vapor produzida pelo gerador à pressão requerida pelo
usuário, contemplando doze componentes arranjados conforme figura 9 abaixo:
- separador de umidade Item 1
- válvulas esféricas Item 2
- purgador termodinâmico Item 3
- visor do fluxo Item 4
- flanges, não itemizados no desenho Item 5
- filtro Y Item 6
-válvula de bloqueio Item 7
- válvula controladora de pressão, ver Item 3.13.1 Item 8
- válvula de by-pass manual Item 9
- manômetro para a linha de alta pressão, com tubo expansor Item 10
- manômetro para a linha de baixa pressão, com tubo expansor Item 11
- válvula de segurança na linha de baixa pressão, ver Item 3.13.2 Item 12
Figura 9 – Estação Redutora de Pressão
97
3.13.1 Dimensionamento das Válvulas de Controle de Pressão
Para se dimensionar válvulas de controle deverá ser calculado o coeficiente de vazão de válvula
(CV), definido como a vazão em m3/s que cria uma perda de carga de um bar fluindo pela válvula
totalmente aberta.
Adotando-se os´procedimentos da Masoneilan Handbook for Control Valve Sizing Page 7,
teremos:
Se ∆P for menor que 0,5 x Cf2 x P1, o fluxo será “sub crítico” e o CV será calculado pelas
expressões:
no caso de vapor saturado CV = 72,4 x W / ( ) ΡΡ ∆Ρ 21 + (equação 42)
no caso de vapor super aquecido CV = ( )( )
ΡΡ ∆Ρ
W T 0,001261 72,4
21
sh
+
×+
(equação 43)
Se ∆P for igual ou maior que 0,5 x Cf2 x P1, o fluxo será “crítico” e o CV será calculado pelas
expressões:
vapor saturado CV = 83,7 x W / Cf x P1 (equação 44)
vapor superaquecido CV =
( )
1f
sh
Ρ C
WT 0,00126183,7
×
×+
(equação 45)
Nessas equações:
CV: coeficiente de vazão de válvula
P1: pressão absoluta à montante de válvula em bar
P2: pressão absoluta à jusante de válvula em bar
Tsh: temperatura do vapor superaquecido em oC
W: fluxo de vapor em 1000 kg / h
C f : fator de fluxo crítico conforme tabela abaixo
TIPO DE VÁLVULA TAMANHO OBTURADOR FLUXO PARA C f KC
C f r
d / D > 1,5 X T
A
→ abrir
fechar ←
0,85
0,90
0,58
0,65
0,81
0,86
0,61
0,68 Série
2000
B
→ abrir
fechar ←
0,85
0,90
0,52
0,65
0,80
0,90
0,54
0,68
A
→ abrir
fechar ←
0,68
0,85
0,35
0,60
0,65
0,80
0,39
0,61 Válvula
Camflex
B
→ abrir
fechar ←
0,70
0,88
0,39
0,62
0,70
0,87
0,41
0,65
A Sede dupla em V
0,90
0,98
0,70
0,80
0,86
0,94
0,68
0,81 Série
1000
B Sede dupla em V
0,80
0,95
0,31
0,73
0,80
0,94
0,54
0,76
A
← Fechar
abrir →
0,80
0,75
0,51
0,46
0,77
0,72
0,54
0,47
Globo
B
← Fechar
abrir →
0,80
0,90
0,52
0,65
0,80
0,89
0,54
0,68
98
3.13.2 Dimensionamento de Válvulas de Segurança / Alívio
Válvulas de segurança são dispositivos automáticos de alívio de pressão caracterizados pela
abertura total e imediata; as de de alívio se caracterizam pela abertura proporcional ao aumento
de pressão, acima da pressão de ajuste.
No dimensionamento dessas válvulas os conceitos abaixo deverão ser considrados:
- pressão de trabalho é a pressão na tubulação sob as condições de operação;
- pressão de ajuste é a pressão na qual a válvula inicia a abertura;
- pressão de projeto é a máxima pressão suportada pela tubulação;
- sobre-pressão é o acréscimo de pressão acima da pressão de ajuste até a completa abertura da
válvula expressa normalmente em percentagem;
- acumulação é o incremento da pressão de trabalho suportado pela tubulação durante a
descarga da válvula;
- contra-pressão é a pressão junto à descarga da válvula devido às perdas de carga na tubulação
de descarga da válvula.
Dimensionar uma válvula de segurança ou de alívio significa calcular um orifício que corresponda
a uma bitola de admissão e outra de saída da válvula, conforme normatização da API-RP 526,
indicada na tabela abaixo, segundo W. Burger:
BITOLA 1x2”
1 1/2
x
2”
1 1/2
x
2 1/2”
1 1/2
x
3”
2x3”
2 1/2
x
4”
3x4” 4x6” 6x8” 6x10” 8x10”
ORIFÍCI
O
D E F G H H J J K L L M N P Q R R T
ÁREA
em pol2
0,110 0,196 0,307 0,503 0,785 1,287 1,838 2,853 3,60 4,34 6,38 11,05 16,0 26,0
ÁREA
em cm2
0,71 1,76 1,98 3,24 5,06 8,30 11,0 18,41 23,23 28,00 41,16 71,29 103,23 167,74
No caso de vapor saturado, sobre pressão de 10% e estando a válvula instalada em redes, o
orifício é calculado pela expressão: A= W / 50 x P1 (equação 46)
onde:
A: área do orifício em pol2;
W: vazão em lb / hora;
P1: pressão de alívio (pressão de ajuste+sobre-pressão + 14,7), em psi.
Nota: quando a sobre pressão for 3%, substituir o valor 50 por 45.
Exemplo numérico, considerando:
- vazão de vapor 184 kg / h 405 lb / h
- pressão de entrada 10,9 kgf / cm2 154,78 psi
- pressão de saída 4,0 kgf / cm2 56,80 psi
- pressão de alívio 5,0 kgf / cm2 71,00 psi
- fator Cf da válvula redutora 0,85
Calcular o orifício da válvula de alívio e o CV da válvula redutora de pressão, instaladas em rede.
Orifício da válvula de alívio: 405 ÷ 50 x 71 = 0,11 pol2⇒ orifício,”D”, válvula 1” x 2”
CV da válvula redutora
Caracterização do fluxo:
Sendo ∆Ρ 10,9 - 4,0= 6,9 kgf / cm2 e 0,5 x 2FC x Pentrada = 0,5 x 0,852 x 10,9 = 3,93 kgf / cm2,
teremos: 6,9 > 3,93⇒ fluxo crítico.
Logo, CV = 83,7 x (184 ÷ 1000 ) / ( 0,85 x 10,9 ) = 1,66
99
3.14 ISOLAMENTOS TÉRMICOS
A montagem dos isolantes deve ser executada, conforme figura 10 abaixo.
Isolamento interno Figura 10 Isolamento Externo
Para seleção dos materiais isolantes, considerar os valores referenciais da tabela:
Observações quanto aos materiais
1. mais usado para tubulação quente
2. especificado nas normas PNB-141 e PEB-221 da ABNT, e C-345 da ASTM
3. de emprego tradicional antes do aparecimento do hidrossilicato de cálcio
4. especificado na norma C-320 da ASTM
5. custo elevado, podendo ser mais econômico devido à menor condutividade térmica
6. flexível e capaz de absorver grandes dilatações dos tubos
7. não recomendado quando existem cargas externas na tubulação
8. de custo elevado e de alta condutividade térmica. Indicado para T> 650°C
9. macio, flexível e leve
10. muito usado para tubulações de baixas temperaturas
11. para uso em baixas temperaturas
12. moldado ou granulado aglutinado
13. de boa resistência a choques e vibrações
14. empregado como segunda camada para recobrimento.
Resistência à Condutividade Térmica Média BTU (h
oF pé2/
pol Material Limite de temp. oC Água ou
Umidade Fogo
Danos
Mecânicos a 40
oC a 100oC a 200oC a 300oC a 400
oC
Obs
Isolamentos térmicos rígidos - Materiais em forma de calha ou segmentos pré-moldados
Hidrossilicato de Ca até 1000 Boa Boa Fraco à tração 0,38 0,40 0,47 0,57 1 e 2
Composição de Mg
85% Até 320 Fraca Boa
Fraco à
tração 0,40 0,43 0,51 0,59 3 e 4
Lã mineral
(Lã de rocha) até 900 Boa Excelente Fraca 0,32 0,37 0,50 0,64 0,77 5,6 e 7
Sílica diatomácea
(Terra diatomácea) até 1000 Fraca Regular Fraca 0,58 0,60 0,68 0,78 0,86 7 e 8
Lã de vidro -180 a 540 Excelente Excelente Fraca 0,25 0,28 0,30 9
Espuma de plástico
(poliestireno expan.) -50 a 80 Excelente Não resiste Regular 0,40 10 e 11
Cortiça -50 a 80 Boa Não resiste Regular 0,25 0,26 11,12 e 13
Isolantes térmicos flexíveis materiais em forma de mantas (tecidos)
Amianto até 400 Boa Excelente Regular 0,47 0,50 0,57 0,65 14
Lã de vidro
Lã mineral
Idem acima
Materiais aplicados por “spray”
Poliuretanos -240 a 100 Boa Não resiste Regular 0,14 11
100
3.14.1 Espessura do Isolamento
A espessura do isolamento a ser adotada será aquela que determinar um valor de Q t inferior ao
de Q, calculados pelas equações abaixo.
Q= m x cp x ∆t (equação 47), onde:
Q: quantidade de calor gerada pelo fluido em Kcal/h
m: vazão mássica do fluido em kg / h
cp: calor específico do fluido na temperatura considerada em kcal / kg x oC
∆t: diferença de temperatura em oC entre o fluido entrando na tubulação e em escoamento
Qt =
( ) r
e r
c
i
e
asc
0,9hh
k
r
r2,3log
)TT ( LK2
+
+
−×××pi
(equação 48), onde:
Qt = quantidade de calor trocada na unidade de tempo em BTU / hora
L = comprimento do tubo em pés
Ts = temperatura do tubo em oF
Ta = temperatura ambiente em oF
re = raio externo do isolamento em pés
ri = raio interno do isolamento em pés
h = coeficiente de convecção em BTU / pe2 x hora x oF
hr = coeficiente de radiação em BTU / pe2 x hora x oF
Kc = coeficiente de condutividade térmica na temperatura em BTU / pé x hora x oF
Coeficiente Kc em BTU / pé x hora x oF
Temperatura da tubulação 40o C 100o C 200o C 300o C
Lã de vidro 0,47 0,50 0,57 0,69
Lã de rocha 0,32 0,37 0,50 0,64
Na maioria dos casos, utilizam-se espessuras já consagradas pelo uso, conforme tabela:
Espessura do isolamento térmico da tubulação (mm) Hidrossilicato de Cálcio
Temperatura de operação da tubulação em grau Celsius Diâmetro
Nominal
(pol) 75 100 125 150 175 200 250 300 350 400 450 500 550 600
3/4 25 25 38 38 51 51 63 63 63 63 63 63 63 63
1 25 25 38 38 51 51 63 63 63 63 63 63 63 63
2 25 25 38 38 51 51 63 63 63 63 63 63 76 76
3 25 25 38 38 51 51 63 63 63 63 63 76 76 89
4 25 25 38 38 51 51 63 63 63 63 76 76 89 89
6 25 25 38 38 51 51 63 63 76 76 89 102 102 114
8 25 25 38 38 51 51 63 76 76 89 102 114 114 126
10 25 38 38 51 51 63 63 76 89 102 102 114 126 126
12 25 38 38 51 63 63 76 76 89 102 114 126 126 126
14 25 38 38 51 63 63 76 89 89 102 114 126 126 126
16 25 38 51 51 63 63 76 89 102 102 114 126 126 126
20 25 38 51 51 63 63 76 89 102 114 126 126 126 126
24 25 38 51 51 63 63 76 89 102 114 126 126 126 126
101
Considerações sobre a Espessura do Isolamento Térmico
A eficiência do isolamento térmico varia com fatores locais como:a localização da tubulação, a
temperatura ambiente, a umidade do ar e a velocidade do vento.
Custo do isolamento térmico
A espessura ideal para o isolamento é resultante da
comparação econômica entre o custo do isolamento e o
custo da energia perdida.
1 – custo das perdas de calor
2 – custo amortizado anual do isolamento
3 – custo total
Exemplo Numérico
Verificar se a espessura do isolamento de 2” de lã de vidro, previsto para uma rede de vapor de 4”
com extensão de 33m (100 pés) é ou não adequada.
Considerar
temperatura de superfície Ts 180ºC (356ºF)
temperatura ambiente Ta 20ºC (68ºF)
carga térmica dissipada pela rede de vapor “Q” 55000 kcal/h
Solução, desprezando-se as parcelas de calor trocado por convecção e radiação, teremos:
Qt :
( )
4"
6"log2,3
683561000,552
×
−×××pi
= 245736 BTU/h Ξ 55880 kcal/h.
Como “Q” é > “Qt”, a espessura deve ser aumentada; refazendo para 21/2”, teremos:
Qt:= 2 x л x 0,55 x 100 x (356-68) / 2,3 x log (6”÷ 4”) 205523 BTU/h Ξ 51301 kcal/h. ⇒ Ok.
Informes Gerais
As fibras de lã de vidro são fabricadas a partir da escória de altos fornos, adicionando-se no
momento da fusão da escória rochas selecionadas para obteção do produto final.
As fibras cerâmicas são obtidas por grãos de alumina e de
sílica.
As fibras de vidro são obtidas pela fusão de uma composição vítrea específica.
Todos esses produtos são disponibilixados em painéis, calhas, blocos e flocos.
Espessura do isolamento (pol)
Cu
st
o
s
( R
$ /
AN
O
x
m
de
co
m
pr
im
en
to
)
CAPÍTULO IV
RESFRIAMENTO DE ÁGUA
Torres de Arrefecimento com Tiragem Induzida
105
4.1 INTRODUÇÃO
As torres de resfriamento de água são equipamentos que utilizam transferência de massa e de
energia para resfriar a água. Como as transferências de massa e calor processam-se através de
superfícies, é desejável que nas torres ocorram a máxima formação de superfícies de água,
expostas ao fluxo de ar.
Isto é possível pela aspersão de água criando gotículas e de um “enchimento” gerando um filme
de água em consequencia dos respingos. O ar necessário para este processo pode ser suprido
por correntes de convecção ou por meio de conjuntos moto ventiladores.
Os componentes construtivos principais dessas torres estão mostrados na figura 2 abaixo.
Figura 2 – Componentes Construtivos
1 - escada 9 - entrada de água quente
2 - base do motor 10 - entrada de ar
3 - motor do ventilador 11 - enchimento
4 - eixo de acionamento 12 - canal secundário
5 - ventilador axial 13 - eliminador de gotas
6 - redutor 14 - bico aspersor
7 - corrimão 15 - canal principal
8 - cilindro de descarga 16 - bacia de água fria
O estudo das torres se fará com base na terminologia indicada a seguir.
106
4.2 TERMOS TÉCNICOS
O estudo das torres se faz com base na terminologia citad a seguir:
Água de Circulação - Circulating Water Flow:quantidade de água quente entrando na torre.
Água Adicionada - Make up: água adicionada à água de circulação a fim de repor a água perdida
no sistema devido à evaporação, arraste e vazamentos.
Altura Manométrica Total - Total Pumping Head: altura manométrica da bomba, necessária para elevar a
água até o nível do sistema de distribuição.
Altura Manométrica da Torre - Tower Pumping Head: aquela parcela da “Altura Manométrica
Total” referente à distância entre a borda de água fria da torre e o centro de flange de conexão do
sistema de distribuição de água quente. Expressa em metros de coluna de água.
Aproximação ao Bulbo Úmido - Approach: diferença de temperatura entre a água fria e a
temperatura de bulbo úmido.
Arraste - Drift: perda de água da torre em forma de gotículas misturadas no ar de saída.
Ar de Entrada - Entering Air: ar entrando na torre.
Ar de Exaustão - Exhaust Air: mistura de ar e vapor de água deixando a torre.
Bacia de Coleta de Água Fria - Cold Water Basin: dispositivo debaixo da torre com finalidade de
coletar a água fria da torre e direcionar esta água para a linha ou caixa de sucção.
Bacia de Distribuição - Distribution Basin: bacia rasa e elevada, situada acima do enchimento a
fim de distribuir água dentro da torre.
Bacia de Redistribuição - Redistribution Basin: bacia elevada usada para redistribuir água dentro
da torre.
Bico Borrifador - Spray Nozzle: dispositivo empregado para conformar a água em minúsculas
partículas e efetuar uma distribuição uniforme da água através da área molhada da torre em
sistemas de distribuição pressurizada.
Borda da Bacia - Basin Curb : parte superior da parede lateral da bacia de coleta de água fria, geralmente é
a referência para indicação das cotas da torre.
Caixa de Sucção - Sump: parte mais baixa da bacia de coleta de água fria, usualmente o ponto de
conexão de sucção.
Carga Térmica - Heat Load: calor removido da água circulante na torre.
Célula - Cell: menor subdivisão de uma torre a qual poderá funcionar como unidade independente
com respeito aos fluxos de ar e água; as células estão ligadas umas às outras ou por paredes de
fechamento ou por paredes divisórias. Cada célula poderá possuir um ou mais ventiladores e
cilindros e um ou mais sistemas de distribuição.
Cilindro de Descarga - Discharge Stack: extensão direcionada para cima, fechada por paredes
laterais acima do nível dos eliminadores a fim de direcionar o ar de saída dos ventiladores em
direção vertical; em torres de indução.
Cilindro do Ventilador - Fan Stack: estrutura envolvendo a descarga do ventilador em torres de
tiragem induzida com o formato de cilindro ou cilindro modificado.
107
Conexão de Entrada - Inlet Connection : flange ao qual se ligará o tubo de alimentação de água quente.
Largura das Células: dimensão perpendicular ao eixo longitudinal da torre e normalmente em
ângulo reto com o lado das venezianas.
Comprimento das células: dimensão paralela ao eixo longitudinal da torre no plano em que as
venezianas se situam.
Altura das células: distância medida da borda da bacia ao topo da plataforma do ventilador porém
não incluindo o cilindro do ventilador. As medidas nominais são medidas entre as linhas de centro
das colunas.
Eliminador de gotas: dispositivo destinado a promover as gotículas de água contida no fluxo de ar.
Redutor de Velocidade - Speed Reducer: equipamento que permite variar a velocidade do eixo de
acoplamento para a velocidade definida para o ventilador.
Resfriamento-Range: diferença entre as temperaturas de água quente e água fria.
Sangria - Blow-Down: descarga de água do sistema, a fim de controlar o nível de sais ou
impurezas na água de circulação.
Temperatura de Água Fria - Cold Water Temperature: temperatura de água em circulação saindo
da torre.
Temperatura de Água Quente Hot Water Temperature: temperatura da água em circulação
entrando no sistema de distribuição
Temperatura do Bulbo Úmido - Wet Bulb Temperature: temperatura indicada pelo psicrômetro.
Também conhecida como a temperatura de bulbo úmido termodinâmico ou temperatura de
saturação adiabática.
Temperatura de Bulbo Úmido Ambiente - Ambient Wet Bulb Temperature: temperatura de bulbo
úmido barlavento (do lado onde sopram os ventos) em relação à torre e livre de interferência da
mesma.
Temperatura de Bulbo Úmido de Entrada - Entering Wet Bulb Temperature: média das
temperaturas de bulbo úmido do ar de entrada; incluindo a parcela relativa ao efeito da
recirculação.
Torre de Resfriamento de Água de Tiragem Mecânica - Mechanical Draft Water-Cooling Tower: torre na
qual a movimentação do ar é processada por ventiladores. Podem ser de dois tipos:
- com tiragem forçada, quando os ventiladores do tipo centrífugos forem montados na zona de
entrada do ar;
- com tiragem induzida, quando os ventiladores do tipo axiais forem montados na zona de
descarga do ar.
Venezianas – Louvers: componentes instalados horizontalmente na torre a fim de dar passagem
ao ar de entrada; usualmente instalados inclinados a fim de direcionar o ar que entra na torre.
108
4.3 COMPONENTES DAS TORRES
4.3.1 Ventiladores
Aplicados em torres com tiragem mecânica induzida
Neste caso os ventiladores são do tipo axiais fabricados com pás de alumínio extrudado, e cubo
de aço ligado diretamente ao eixo vertical do redutor.
O cilindro de descarga do ventilador é de altura elevada, a fim de garantir menor potência. Este
aumento de altura reduz consideravelmente a possibilidade de recirculação de ar quente.
Um dos cuidados que se deva ter com este tipo ventilador é referente às vibrações, que ocorrerão
no caso de:
- balanceamento defeituoso das pás e dos cubos;
- fixação defeituosa das pás e dos cubos;
- diferenças dos ângulos de inclinação das pás;
- desnível das pás;
- elemento
externo que interfira na passagem do fluxo de ar;
- sujeiras nos rasgos de retenção das pás nos cubos;
- perdas de porcas de fixação das pás nos cubos;
- defeitos na fixação do redutor e do chassi;
- sentidos de rotação invertido;
- inclinações das pás invertidas;
- ventos de grande velocidade causando turbulência no interior do cilindro;
- velocidade de ponta periférica das pás acima de 6,0 m/s.
Aplicado em torres com tiragem mecânica forçada
Neste caso os ventiladores são do tipo centrifugo, com simples ou dupla aspiração, equipados
com flanges circulares nas conexões de entrada, permitindo ligação com os filtros de ar.
O acoplamento do ventilador com o motor elétrico deve ser feito por meio de conjuntos polia /
correia ou redutores engrenados.
109
4.3.2 Enchimento
Objetivo: possibilitar as trocas de massa e calor entre a água e o ar, conforme figura 3.
Sugerido para o resfriamento de Ideal para circuitos com água
água com sólidos em suspensão Figura 3 na temperatura limitada a 60ºC.
4.3.3 Eliminador de Gotas
Objetivo: promover a retenão de gotículas de água misturadas com o ar, conforme figura 4.
É composto por um conjunto de lâminas configuradas horizontal ou verticalmente e instaladas
próximo à saída de exaustão das torres. Se o ar estiver na velocidade de 4m/s na temperatura de
35º C, pesando 1,15 kg/m3, a retenção será de 99,7% e a perda de carga de 25 ou 40 mmca, se
o espaçamento entre as lâminas for de 35 ou 25 mm, respectivamente.
Arranjo horizontal Figura 4 Arranjo vertical
4.3.4 Distribuidor de Água:
Objetivo: promover a aspersão do fluxo de água quente sobre o enchimento, conforme figura 5.
Figura 5 – Distribuidor de Água
110
4.4 TIPOS DE TORRE
TORRE DE RESFRIAMENTO DE BORRIFAMENTO COM TIRAGEM NATURAL
TORRE DE RESFRIAMENTO HIPERBÓLICA COM TIRAGEM NATURAL
Nessas torres, a movimentação do ar depende do “efeito chaminé” o qual por meio de diferença
de densidades, movimentam o ar.
Estas torres são por tiragem natural, construídas no formato hiperbólico em concreto e para
grandes capacidades térmicas.
Consultar bibliografia específica:
1) Air-Cooled Heat Exchangers and Cooling Towers: Thermal-Flow Performance Evaluation
and Design. Vol. 1 by Detlev G. Kroger (Hardcover – April 1, 2004).
2) Air-Cooled Heat Exchangers and Cooling Towers: Thermal-Flow Performance Evaluation
and Design. Vol. 2 by Detlev G. Kroger (Hardcover – July 30, 2004).
Nessas torres produz-se grande
quantidade de minúsculas gotículas
através dos bicos aspersores. O
movimento do ar para o necessário
resfriamento da água depende das
condições atmosféricas e do efeito de
aspiração dos bicos aspersores.
111
TORRE DE RESFRIAMENTO COM TIRAGEM MECÂNICA
Nessas torres a movimentação do ar é efetuada por intermédio de um ventilador.
CLASSIFICAÇÃO QUANTO À LOCALIZAÇÃO DO VENTILADOR
Forçada - Na qual o ventilador situa-se junto à entrada do ar.
Induzida - Na qual o ventilador situa-se junto à saída do ar.
CLASSIFICAÇÃO QUANTO À DIREÇÃO RELATIVA ENTRE O AR E A ÁGUA
Corrente Cruzada - Na qual a água em queda
vertical é resfriada pelo ar em trajetória
horizontal.
Contra Corrente - Na qual a água em queda vertical é
resfriada pelo ar em trajetória vertical ascendente,
podendo ser de fluxo duplo ou fluxo simples.
112
4.5 IMPLANTAÇÃO DE TORRES
A implantação de torres de resfriamento para uso em sistemas de recirculação de água com
gradientes térmicos requer o conhecimento do lay-out da planta industrial e da previsão de futuras
expansões. Analisando a direção dos ventos predominantes do local em função destes informes,
pode-se prever a ocorrência ou não de impactos nas torres designados por interferências, figura 6
e por recirculações, figura 7.
OCORRÊNCIA DE INTERFERÊNCIAS
Figura 6 – Interferência entre Torres
A interferência ocorre quando o fluxo de ar quente e úmido lançado na atmosfera pelo exaustor
de uma torre, for dirigido segundo a direção dos ventos predominantes as tomadas de ar de uma
torre vizinha. Será evitada se o afastamento entre elas assegurar uma distancia “d” maior ou igual
a semi soma dos comprimentos de cada uma.
OCORRÊNCIA DE RECIRCULAÇÕES
A recirculação ocorre quando a própria torre
readmite o ar quente e úmido descarregado por
seu exaustor, alterando o valor da temperatura de
bulbo úmido do ar ambiente. Esta alteração influi
no “Resfriamento” e em conseqüência na
performance da torre.
O efeito descrito desta recirculação é corrigido
aplicando à temperatura de bulbo úmido do ar
ambiente um valor adicional, calculado pela
expressão abaixo:
Tbu corrigido = Tbu + (F1 x F2). (equação 49)
Os valores do fator de correção F1, função da
aproximação e do resfriamento, e do fator F2
função da recirculação, estão indicados nas
tabelas que se seguem na página 113.
Exemplo numérico Figura 7 - Recirculação na Torre
Considerando Taf= 45oC (113ºF), Taq= 58,8oC (138ºF), Tbu= 35oC (95ºF), vazão = 5000m3 /h,
teremos:
aproximação (113-95)= 18º F, resfriamento (138-113)= 25ºF ⇒ F1 = 1,44,
vazão de água 5000m3 /h ⇒ F2 = 1,5.
Assim o fator de coreção do Tbu será 1,44 x 1,5 = 2,16ºF.
Logo TBU corrigido será de 95+2,16 = 97,16ºF ou 36,13ºC.
113
Fator F1 - Correção do Bulbo Úmido devido à aproximação (A), e ao resfriamento (R) em oF.
R
A 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
5 0.29 0.47 0.64 0.80 0.97 1.14 1.30 1.47 1.63 1.80
6 0.31 0.49 0.68 0.85 1.03 1.20 1.37 1.56 1.73 1.91
7 0.33 0.51 0.71 0.89 1.08 1.25 1.44 1.63 1.83 2.01
8 0.35 0.53 0.74 0.93 1.12 1.30 1.50 1.70 1.91 2.10
9 0.37 0.55 0.76 0.97 1.16 1.35 1.56 1.77 1.97 2.18
10 0.39 0.57 0.78 1.00 1.20 1.40 1.62 1.83 2.04 2.25
11 0.41 0.59 0.81 1.04 1.24 1.45 1.66 1.88 2.09 2.31
12 0.43 0.61 0.84 1.07 1.27 1.49 1.70 1.92 2.13 2.36
13 0.45 0.63 0.86 1.10 1.30 1.52 1.74 1.96 2.17 2.40
14 0.46 0.65 0.88 1.13 1.33 1.55 1.77 1.99 2.21 2.44
15 0.47 0.67 0.90 1.15 1.36 1.57 1.80 2.02 2.25 2.47
16 0.49 0.69 0.93 1.18 1.39 1.61 1.83 2.06 2.29 2.52
17 0.51 0.70 0.95 1.20 1.42 1.64 1.86 2.10 2.33 2.57
18 0.52 0.72 0.97 1.22 1.44 1.66 1.89 2.13 2.37 2.61
19 0.53 0.74 0.99 1.24 1.46 1.68 1.92 2.16 2.40 2.64
20 0.54 0.75 1.00 1.26 1.48 1.70 1.95 2.19 2.43 2.67
21 0.55 0.77 1.02 1.28 1.50 1.73 1.98 2.22 2.46 2.70
22 0.56 0.79 1.04 1.30 1.52 1.76 2.00 2.25 2.49 2.73
23 0.57 0.80 1.05 1.31 1.54 1.78 2.02 2.27 2.52 2.76
24 0.58 0.81 1.06 1.32 1.56 1.80 2.04 2.29 2.54 2.79
25 0.58 0.82 1.07 1.33 1.57 1.82 2.06 2.31 2.56 2.81
Fator F2 - Correção do Bulbo Úmido devido à recirculação.
114
4.6 BACIA DE ÁGUA FRIA
A bacia de água fria das torres tem como objetivo garantir a drenagem e a imediata reposição de
um fluxo de ar, a fim de que o teor de sólidos em suspensão na água fria circulada fique mantido
em concentração pré-determinada.
Isto porque quando o fluxo de água quente for lançado em gotículas sobre o enchimento, uma
parte se vaporiza e outra será recolhida na bacia de água fria da torre, tornando crescente a
concentração de sólidos neste volume, exceto se, parte deste volume for ciclicamente drenado e
reposto pela água de make-up.
Este procedimento deverá ser adotado toda vez que o
“ciclo de concentração”, relação entre o
teor de sólidos (cloretos) existente na água fria contida na bacia da torre e na água de make-up
for igual a 5.
Em função do exposto conclue-se que o fundo da bacia de água fria deverá ser projetado com
inclinação, dirigindo o conteúdo de sólidos sedimentados a um poço de decantação, de onde será
drenado à destinação final, conforme figura 8.
A qualidade físico química da água neste circuito deverá ser
pH 7 a 8
Sílica 40 mg / l
Cloretos 50 mg / l (máximo)
Sulfatos 150 mg / l
Salinidade 400 mg / l
4.7 ARRANJO CONSTRUTIVO
O arranjo construtivo desses sistemas deve ser estudado com base no fluxograma que se segue
contemplando os tópicos referentes:
- às condições operacionais dos trocadores de calor em emergência quando da parada não programada
das bombas de circulação de água;
- à simultaneidade de operação dos trocadores de calor;
- à elevação das torres em relação aos trocadores de calor;
- à possibilidade de mistura dos fluxos de retorno de água quente.
Figura 8 - Corte AA
Planta
115
FLUXOGRAMA BÁSICO
116
4.8 PARÂMETROS DIMENSIONAIS
TEMPERATURA MÉDIA DA ÁGUA QUENTE
Calculada pela expressão:
n21
qnnq22q11
m
vvv
tvtvtv
t
++
×+×+×
= (equação 50)
onde:
v1 a vn vazão de água em m3 / h
tq1 a tqn temperatura da água quente em ºC
CARGA TÉRMICA NA TORRE
Calculada pela expressão: Q = m x cp x T∆ , (equação 51)
onde:
Q carga térmica em kcal / h
m vazão mássica de água em kg / h
cp calor específico de água em kcal/ºC x kg
T∆ diferencial de temperatura em ºC
VAZÃO DE AR DO VENTILADOR.
Calculada pela expressão: ma r= m x cpágua x (tq-tf) / (Hs-He) (equação 52)
onde:
m a r vazão mássica do ar em kg / h
m vazão mássica de água em kg / h
cp água calor específico de água em kcal / kg x ºC
tq temperatura da água quente em ºC
tf temperatura da água fria em ºC
Hs entalpia do ar saturado na saída da torre em kcal / kg
He entalpia do ar na entrada da torre em kcal / kg
VAZÃO DE ÁGUA VAPORIZADA
Calculada pela expressão: Vv = Q / (h x águaρ ) (equação 53)
onde:
Q carga térmica em kcal / h
h calor latente de vaporização de água em kcal / kg
águaρ peso específico de água em kg / m3
Vv vazão de água vaporizada em m3 /h
A seguir serão mostrados os critérios para o dimensionamento termo hidráulico.
117
4.9 DIMENSIONAMENTO TERMO-HIDRÁULICO
Exemplo numérico, com base no fluxograma do Item 7 e no quadro abaixo:
EQUIPAMENTO TC-1 TC-1 TC-2 TC-2
PARÂMETRO ENTRADA SAÍDA ENTRADA SAÍDA
vazão m3/h 45 45 150 150
pressão kgf/cm2 2,2 2,0 10,0 10,0
temperatura ºC 35 40 35 55
nível + 08.000 + 32.000
volume hidráulico circuito fechado do TC-2 - 12,04 m3
operação dos trocadores simultânea
Calcular:
- temperatura média
- carga térmica
- vazão vaporizada
- vazão de arraste
- vazão de blow down
- vazão de make-up
Solução
Temperatura média: (45 x 40 +150 x 55) ÷ (45 +150)= 51,53 ºC
Carga térmica: (45 + 150) x 987 x 1 x (51,53-35)= 3181,44 x 103 kcal / h,
sendo:
peso especifico da água na temperatura 51,53ºC: 987 kg/m3
calor especifico da água na temperatura 51,53ºC: 1,0 kcal / oC x Kg
calor latente de vaporização da água na temperatura 51,53oC 568,4 kcal / kg, teremos:
- vazão vaporizada V1: (3181,44 x 103 / 568,4 x 987)= 5,67 m3 / h
- vazão de arraste, 25% da vaporizada V2 : 5,67 x 0,25= 1,41m3/h
- vazão de blow-down V3: 1,26 m3/h
A vazão de 1,26 m3/h foi obtida pelo diagrama da Drew, tabela 3, página 118, considerando:
ciclo de concentração (CC) 5,
temperatura de água quente 51,53ºC (124,7º F),
temperatura de água fria 35ºC (95ºF),
∆T 29,7ºF
vazão 195m3/h (858,5 gpm),
fazendo: 858,5 x 0,0065 = 5,58 gpm ou 1,26m3/h.
Logo a vazão de make-up V4 : 5,67 + 1,41 + 1,26= 8,34 m3/h
Pode-se também estimar a vazão de make-up pelo diagrama da Drew, aplicando a relação:
858,5 x 0,0375 = 32,19 gpm ou 7,30 m3/h
118
TABELA 3 – VAZÃO DE BLOW- DOWN
Fonte original: “Drew Principles of Industrial Water Tratment” - pág. 255 - Edição 1977.
Exemplo:
Sendo - vazão de água na torre 195 m3/h ou 858,5gpm
- temperatura água quente 51,53º C ou 124,7ºF
- temperatura água fria 35,00ºC ou 95º F
- ciclo de concentração 5
determinar - a vazão de make up e a de blow down.
Procedimento
Alinhar o diferencial de temperatura 29,7º F com CC 5.
Ler o valor de B= 0,65 e o valor de M= 3,75 e calcular:
blow down 858,5 x 0,0065= 5,58 gpm ou 1,26 m3/h
make-up 858 x 0,0375= 31,76 gpm ou 7,2 m3/h.
Lembrar que: OC X 1,8 + 32 = OF
119
4.10 DIMENSIONAMENTO DO VENTILADOR
Vazão de Ar pelo Balanço Entálpico – Exemplo Numérico
Considerando os referenciais:
- vazão de água fria 195 m3 / h
- temperatura de água fria 35ºC
- temperatura de água quente 51,53ºC
- calor especifico da água 1,00 kcal / kg x oC
- temperatura de bulbo úmido do ar ( na entrada da torre) 32ºC (89,6ºF)
- temperatura de bulbo úmido (ar saturado na saída da torre) 51,53ºC (124,7ºF)
- peso específico da água a 51,53°C 987 kg / m3
Calcular a vazão de ar e a potência do ventilador.
Solução:
Cálculo das entalpias do ar conforme página 129 e tabelas 4 / 5 páginas 130 a 132.
Aplicando H= cp x t + W x hg, vem:
na entrada He: 0,24 x 89,6 + 0,03078 x 1100,3= 55,36 Btu / lb → (30,75 kcal / kg)
na saída Hs: 0,24 x 124,7 + 0,09200 x 1115,6= 132,55 Btu / lb → (73,63 kcal / kg)
Cálculo da vazão de ar conforme o Item 8.3, página 1.1.6.
mar: 195 x 987 x 1,00 x (51,53 – 35) / (73,63 – 30,75) = 74194 kg / h.
Potência do Ventilador
A potência do ventilador é definida pela expressão: N = mar x P ÷ η x 74,6 (equação 54)
onde:
N: potência, em Hp
mar vazão másica de ar, em kg/s
P: pressão diferencial, em mca
A pressão “P” é função da tiragem da torre,
se forçada ou induzida.
No caso de torres com tiragem forçada a
pressão do ventilador será determinada,
calculando-se as perdas de carga na sucção
(S) e na descarga ( I ) do ventilador, no bocal
(D) de saída da torre e considerando uma
pressão positiva no interior da torre no valor
de 30 mmca.
120
No caso de torres com tiragem induzida, a
pressão do ventilador será determinada
calculado-se as perdas de carga nas
entradas de ar (E), no bocal (D) de saída da
torre, e considerando uma pressão negativa
no interior da torre no valor de 30 mmca.
Para ambos os casos a perda de carga nos eliminadores de
gotas será obtida através do diagrama ao lado, que
considera a velocidade do fluxo de ar, na faixa de 2,0 a 5,0
m/s, e o espaçamento entre perfis de 25 ou 35 mm.
Os demais cálculos para determinação das perdas deverão
seguir os referenciais citados no Item 9.4, página 263.
Cálculo da potência - Exemplo numérico
Assumindo P = 100 mca, η = 85% arδ = 1,1 kg / m3, e Q = 74194 m3/h, vem:
Potência: (74194 ÷3600) x 100 x 1,1 / 0,85 x 75 = 35,5Hp ou 26,6 kw
4.11 CÁLCULO DA ELEVAÇÃO DO TANQUE COLETOR DE ÁGUA QUENTE
Exemplo numérico, calcular a altura “h“ entre o tanque coletor e a torre, de modo a assegurar no
ponto “2” a vazão de 195 m3 / h a 5 mca, conforme fluxograma (Item 7).
Solução:
Aplicando Bernoulli
( J Z
2g
v
g) ρ / PZ
2g
v
) g ρ / P
2
2
2
21
2
1
1 +++=++ ( ,
tem-se:
v1= 0
h= Z1 - Z2
Q= 195 m3 / h = 0,05417 m3 / s
J= 0 (suposto não ter perda de carga)
P1= atmosférica ( “zero” manométrica)
P2 / g ρ = 5,0 mca (manométrica)
2g / vg /Ph
2g
v
g ρ
Ph
gρ
patm 2
2
2
2 +ρ=∴+=+ ,
Para a velocidade de 2,0 m / s, vem: h= 5 + m5,2
9,812
22
====
××××
121
4.12 TANQUE DE EXPANSÃO PARA CIRCUITOS FECHADOS
Nas instalações em que o arrefecimento da água se processar em circuito fechado, há de se
prever um tanque de equalização, a fim de permitir as variações do volume líquido contido no
circuito fechado, bem como possibilitar sua pressurização. O volume do tanque de expansão far-
se-á equivalente a três vezes a variação volumétrica ocorrida.
Um terço deste volume será ocupado pelo gás inerte.
Como a pressão mínima no sistema ocorrerá quando o gás ocupar um volume correspondente a
dois terços do volume do tanque, podemos concluir que o volume de gás inerte necessário para
garantir a pressão máxima será obtido pela relação:
Volume de gás = volume do tanque x pressão máxima / 3
Cálculo do Volume do Tanque de Expansão
Exemplo Numérico
Com base nos dados abaixo, referentes ao trocador de calor TC-3 do fluxograma do Item 7,
- temperatura mínima da água= 30ºc
- temperatura máxima da água= 100ºc
- volume hidráulico= 12000 litros
Determinar o volume do tanque de expansão e o volume do gás inerte.
Solução:
Da tabela de vapor tiramos:
- volume específico da água na temperatura mínima de
0ºC→ 0,0010001 m3 / kg
- volume específico da água na temperatura máxima de 100ºC→ 0,0010435 m3 / kg
- volume específico da água na temperatura ambiente de 30ºC→ 0,0010444 m3 / kg
Cálculo da massa de água
12,00 m3 = m x 0,001044 m3 / kg∴ m= 11 489,85 kg
Cálculo da variação volumétrica
volume mínimo
11489,85 x 0,0010001= 11,49 m3
volume máximo
11489,85 x 0,0010453= 12,01 m3
variação volumétrica 12,01 - 11,49= 0, 52 m3
Cálculo do volume do tanque de expansão
Volume 0,52 x 3= 1,56 m3
Cálculo do volume de gás inerte
Volume de gás 1,56 x 7 / 3 = 3,64 m3 a 7,0 kgf/cm2
122
4.13 SELEÇÃO DE TORRES
A escolha de torres de arrefecimento poderá ser feita por meio do “Diagrama de Seleção” do
fabricante. Nesse diagrama existem três famílias de curvas:
- primeira com as temperaturas de água fria,
- segunda com as diferenças de temperatura entre água quente e fria e
- terceira com os modelos codificados de acordo com o fabricante.
Para a seleção do modelo da torre, proceder como indicado:
- primeiro: marcar a temperatura de bulbo úmido local.
- segundo: a partir da temperatura de bulbo úmido traçar reta paralela ao eixo das abscissas até a
interseção com a curva de temperatura de água fria ( ponto 1 ).
- terceiro: a partir do ponto 1 paralelamente ao eixo das ordenadas, traçar uma reta até a
interseção com a curva ( ponto 2 ) com o diferencial de temperatura.
- quarto: marcar a vazão de água a ser resfriada; por este ponto traçar uma reta paralela ao eixo
das ordenadas.
- quinto: traçar uma reta a partir do ponto 2 paralelamente ao eixo das abscissas. A interseção no
ponto 3, determinará o modelo da torre .
Nota: o uso desse diagrama não possibilita avaliar os impactos na performance da torre quando
desvios ocorrerem nos parâmetros indutores, como também não determina o fluxo de ar
envolvido.
123
FOLHA DE DADOS PARA TORRES DE ARREFECIMENTO
1 Identificação: 8 Motor elétrico do ventilador
2 Quantidade: Fabricante:
3 Aplicação: Modelo:
4 Fabricante Carcaça:
5 Dados de Projeto Rotação
Vazão de água circulante m3/h
Potência
Vazão de “Make Up” m3/h
Tensão
Temperatura da água quente °C
Fases:
Temperatura da água fria °C
Freqüência:
Temperatura de bulbo úmido °C
Proteção IP:
Carga térmica kcal/h
Fator serviço:
Perdas por respingo %
Classe isolamento:
Perdas por evaporação %
Sobre-elevação de temperatura:
Pressão no flange de água
quente
mca
Ambiente Salino não salino 9 Materiais
Dados da torre:
Pás ventilador:
Pressão do ventilador:
Cubo do ventilador: 6
Vazão do ventilador:
Eliminador de respingos:
Tipo: Forçada induzida
Venezianas:
Modelo: C. corrente C.cruzada
Enchimento:
Entrada de ar:
Venezianas Sim Não 10 Pintura (costado) cor:
Corrimão de proteção Sim Não 11 Acessórios
Diâmetro do bico ejetor:
Chumbadores
Diâmetro flange de entrada:
Manômetro
Diâmetro flange saída:
Termômetro
Tipo dos flanges :
Classe de pressão dos flanges:
Volume da bacia de água fria m3 12 Ensaios
Carga fundação: Nota 1
Performance
Altura mm
Balanceamento Estático
Dinâmico
Largura mm
Motor
Dimensões da torre
Compriment
o
mm
Rotina
Dimensão da peça maior: nota 1 mm
Transporte
Peso total:: nota 1 Kg 13 Notas
7 Acionamento motor-ventilador
Redutor (de engrenagens) 1) pelo fabricante
Redutor (de polias)
Tipo
Correia polia
Fabricante redutor
Fator serviço redutor
Diâmetro polia
Quantidade de correias
124
4.14 PROCEDIMENTOS PARA OPERAÇÃO DE TORRES
PRÉ - OPERAÇÃO
LIMPEZA INICIAL
Proceder à completa limpeza da torre e da bacia de água fria.
Inspeção
Verificar:
- se os redutores estão cheios de óleo de lubrificação até a marca de nível do visor;
- se os parafusos de fixação do suporte, do motor, do redutor e do ventilador estão devidamente
apertados;
- o aperto dos parafusos das pás dos ventiladores nos cubos, utilizando torquímetro com
indicador de torque;
- a ligação dos cubos com o eixo do redutor;
- a possível existência de água de condensação no óleo do redutor e drenar se necessário, pela
marca feita no visor.
Inspecionar
- o tubo de alimentação de água quente;
- as ligações de força e de controle dos motores, o isolamento e a lubrificação dos mesmos,
segundo as instruções do fabricante.
Movimentar
- o ventilador, observando o sentido de rotação indicado a fim de possibilitar uma prévia
lubrificação das engrenagens superiores do redutor.
CIRCULAR
- a água através da torre continuamente por um dia no mínimo, célula por célula, eliminando-se o
volume de água fria circulado. Esta circulação de água permitirá a limpeza final das bacias de
água fria e dos enchimentos, removendo pequenos detritos restantes. Em seguida e após a
paralisação da torre, drenar o sistema e repor o volume de água na bacia.
OPERAÇÃO
Abrir totalmente as válvulas de entrada de água.
Partir as bombas de circulaçãoe os ventiladores observando as condições de controle.
125
4.15 TESTES EM TORRES
Os testes nas torres de resfriamento servem para estabelecer as condições de conformidade
entre os dados de projeto e a performance efetiva da torre.
Na maioria ds vezes os valores das temperaturas de água quente, de água fria, de bulbo úmido e
de vazão de água na ocasião do teste, não correspondem
com os fixados em projeto, o teste é
efetuado em condições específicas.
Resulta portanto que o teste de aceitação seja desenvolvido com base na norma ATP105 do
Cooling Tower Institute.
O prazo limite para a execução do teste não poderá ser superior a doze meses após a montagem
da torre.
4.15.1 Condições da torre
Na ocasião do teste, a torre deverá encontrar-se nas condições abaixo citadas:
- o sistema de distribuição deverá estar limpo e isento de materiais estranhos que possam
obstruir ou impedir a vazão normal da água;
- os ventiladores deverão estar ajustados na rotação adequada e consumo especificado;
- os eliminadores de gotas deverão estar limpos e isentos de algas e outros depósitos que
possam impedir a vazão normal do ar;
- os enchimentos deverão estar isentos de materiais como óleo, material betuminoso,
incrustações e algas;
- o nível da água na bacia de água fria deverá estar na altura máxima e ser mantido constante
durante o teste.
4.15.2 Condições operacionais para o teste
O teste deverá ser conduzido observando as seguintes condições de conformidade::
- a temperatura de bulbo úmido deverá situar-se numa faixa entre 3ºF acima e 7ºF abaixo da
temperatura de bulbo úmido de projeto;
- a carga térmica deverá situar-se numa faixa de 20% acima e abaixo da especificada. Caso uma
ou mais células estejam desligadas, esta limitação aplica-se somente às células em operação;
- a faixa de resfriamento deverá situar-se 20% acima ou abaixo da especificada;
- a vazão de água fria em circulação deverá situar-se numa faixa de 10% acima e/ou abaixo da
especificada. No caso de torres multicelulares é permitido desligar uma ou mais células, caso não
se consiga obter a vazão desejada. A vazão total não poderá ser inferior a 75% da vazão total
especificado para a torre.
- a água em circulação não poderá conter mais de 5000 ppm de sólidos totais dissolvidos
determinados por evaporação, e não mais de 10 ppm de óleo, material betuminoso, ou
substâncias graxas, salvo haja um acordo especificado entre o fabricante e o comprador;
- a velocidade média dos ventos não deverá ultrapassar 16 km / h, leituras instantâneas de um
minuto não deverão exceder 24 km / h.
126
4.15.3 Constância das condições de teste
Durante o teste a variação das condições estabilizadas deverá ser mantida nos limites:
- vazão de água em circulação: não deverá variar mais de 5%;
- carga térmica total: não deverá variar mais de 5%;
- faixa de resfriamento: não deverá variar mais de 5%.
As leituras instantâneas da temperatura de bulbo úmido poderão flutuar, porém as variações das
médias não poderão exceder 2oF por hora. As temperaturas deverão ser arredondadas ao 0,1oF
mais próximo.
As leituras deverão ser processadas em intervalos regulares conforme tabela abaixo.
PARÂMETRO A SER MEDIDO UNIDADE NÚMERO DE LEITURAS
temperatura de bulbo úmido o F 6
temperatura de água fria o F 6
temperatura de água quente o F 6
vazão de água em circulação gpm 3
altura manométrica da torre pés 3
potência do motor hp 1
velocidade do vento mph registro gráfico
teperatura da água de reposição o F 2
vazão da água de reposição gpm 2
temperatura da água de sangria oF 2
vazão da água de sangria gpm 2
4.15.4 Duração do teste
Após atingir as condições estáveis, a duração do teste efetuado com o número de leituras citado
será de uma hora.
4.15.5 Medições
DAS VAZÕES DE ÁGUA
- As medições das vazões de água de circulação na entrada da torre, de make-up, e de blow-
down deverão ser efetuadas por meio de placas de orifício, medidores venturi.
DAS TEMPERATURAS DA ÁGUA
- As medições deverão ser efetuadas por meio de termômetros de mercúrio, com graduação de 2oF. O
local dessas medições necessariamente seguirá as determinações abaixo:
- temperatura de água quente: na tubulação vertical de entrada da torre. Em torres multicelulares
na tubulação de distribuição, porém antes das saídas para a primeira célula..
- temperatura de água fria: na descarga da bomba de recirculação, levando em conta o acréscimo
de temperatura devido ao atrito na mesma.
- temperatura da água de make-up: na entrada da bacia de água fria da torre.
- temperatura da água de blow down: na descarga da torre.
127
DA TEMPERATURA DE BULBO ÚMIDO
- A medição deverá ser efetuada com psicrômetros de aspiração mecânica.
- A leitura em um determinado instante será a média de três leituras consecutivas efetuadas com
intervalos de 10 segundos. A média aritmética de seis medidas cada uma com três leituras será o
valor da temperatura de entrada na torre a ser considerado nos testes.
- A graduação dos termômetros não deverá ultrapassar 0,25 oF.
- O elemento sensível deverá ser protegido contra interferência de radiação solar.
- Os termômetros deverão estar localizados a 1,60 m acima da borda da bacia de água fria e a
1,30 m da entrada de ar na torre.
- A velocidade do ar no psicômetro deverá ser de 4,85 a 5,35 m / s. O algodão que envolve o
elemento sensível, deverá estar limpo e suprido de água destilada com temperatura do bulbo
úmido a ser medida.
- Os termômetros deverão ser colocados em três pontos de medição em cada entrada de ar da
torre.
DA VELOCIDADE DOS VENTOS
- A medição deverá ser efetuada com um anemômetro.
- O local da medição a barlavento, lado de onde vêm os ventos, da torre deverá ser aberto e
desobstruído,
- O anemômetro deverá ser posicionado na elevação de 1,6 metros acima da borda da bacia de
água fria.
DA POTÊNCIA CONSUMIDA PELO VENTILADOR
- será determinada por meio da medição da voltagem, da amperagem e do fator de potência.
QUALIDADE DA ÁGUA
- A qualidade da água deverá ser obtida por uma amostra coletada durante o teste. Caso haja
dúvidas quanto à contaminação da água, a amostra deverá ser enviada para exames
laboratoriais.
- O ciclo de concentração considerado no projeto não poderá ser alterado durante os testes.
128
4.16 CURVAS
4.16.1 Curva de Projeto
É uma curva ascendente para a direita representando em um gráfico de coordenadas KaV/L e
L/G o serviço térmico do sistema usuário da torre, nas condições de projeto, determinando os
valores de KaV/L em função de L/G.
Sabe-se que uma mesma troca térmica na torre, efetuada com maior fluxo de ar requer menor
capacidade da torre. Isto em outras palavras significa que para um valor L/G menor,
corresponderá um KaV/L menor e a um L/G maior, um KaV/L maior.
Do exposto, concluí -se que a curva de projeto será ascendente para a direita como citado. Esta
curva será determinada pela expressão: ∫
−
=
q
f
t
t hH
dt
L
KaV
(equação 55)
Nessa equação, conhecida como equação de Merkel, tem-se:
Resolvendo esta integral ∫
−
q
f
t
t hH
dt
, teremos: =
L
KaV
+++
−
4321 ∆h
1
∆h
1
∆h
1
∆h
1
4
ftqt
,
onde:
∆h1: valor de (H1 – h1) na temperatura tf + 0,1 (tq – tf)
∆h2: valor de (H2 – h2) na temperatura tf + 0,4 (tq – tf)
∆h3: valor de (H3 – h3) na temperatura tq - 0,4 (tq – tf)
∆h4: valor de (H4 – h4) na temperatura tq - 0,1 (tq – tf)
A curva será traçada lançando-se em um par de eixos cartesianos, os valores de L/G e os
correspondentes KaV/L calculados como indicado no exemplo numérico que se segue, para a
temperatura de bulbo úmido de 76º F, temperatura de água fria de 86º F e temperatura de água
quente 116º F.
tq: temperatura da água quente.
tf: temperatura da água fria.
H: entalpia da mistura ar vapor de água, na temperatura.
h: entalpia da mistura ar vapor de água, na temperatura de equilíbrio do
bulbo úmido.
a: área do filme de ar envolvendo a gotícula de água.
G: vazão mássica de ar seco.
K: coeficiente de condutância global de transferência de massa entre o ar saturado na
temperatura do fluxo de água, a água e o ar.
L: vazão mássica de água.
V: volume ativo de resfriamento por unidade de área.
129
4.16.1.1 Traçado da Curva de Projeto
Para traçar esta curva calculam-se os valores das entalpias:
- o valor da entalpia “H” na temperatura de bulbo úmido;
- os valores das entalpias “h” nas temperaturas intermediárias equivalentes a 10%, 40%, 60% e
90% da relação (tq – tf ), para três valores de ”L / G” menor, igual e maior que a relação “L/G” de
projeto. Nesse exemplo esse valores serão considerados 0,80, 1,00 e 1,20.
O valor da entalpia “H” é determinado pela expressão: H= cp x t + W x hg (equação 56)
onde:
cp: calor específico do ar em BTU / lb x oF
t: temperatura de bulbo úmido do ar em oF
w: umidade absoluta do ar na temperatura em (lb / lb), ver tabela 4
hg: entalpia do vapor saturado na temperatura em BTU / lb, ver tabela 5
Resolvendo para t= 76oF, vem: H = 0,24 x 76 + 0,0196 x 1094,7= 39,57 BTU / lb
Os valores de “h” nas temperaturas intermediarias para “L/G” = 0,80 estão calculados abaixo.
Temperatura oF H h H-h
temperatura bulbo úmido = 76,0 39,57
temperatura água fria = 86,0
Hbu + 0,1 L/G ( tq –tf ) tf + 0,1(tq - tf ) = 89,0 54,56 39,57 + 0,1 x 0,8 (116 – 86) = 41,97 12,59
Hbu + 0,4 L/G ( tq –tf ) tf + 0,4(tq - tf) = 98,0 68,23 39,57 + 0,4 x 0,8 (116 – 86) = 49,17 19,06
Hbu + 0,6 L / G ( tq –tf ) tq - 0,4(tq - tf ) = 104,0 79,32 39,57 + 0,6 x 0,8 (116 – 86) = 53,97 25,35
Hbu + 0,9 L/G ( tq –tf ) tq - 0,1(tq - tf ) = 113,0 99,71 39,57 + 0,9 x 0,8 (116 – 86) = 61,17 38,54
temperatura água quente
= 116,0
Assim o valor de KaV / L será:
(116,0 – 86,0) / 4}x (1 / 12,59 + 1/19,06 + 1/25,35 + 1/38,54) = 1,480
Analogamente para:
L/G = 1,00; KaV / L= 1,647
L/G =1,20 → KaV / L= 1,868
Colocando estes pares de pontos no gráfico conforme figura 9, obteremos a curva de projeto.
Figura 9 – Curva de Projeto
130
TABELA 4
Propriedades termodinâmicas do ar saturado na pressão atmosférica de 101.325 kPa
t oC Pressão de
vapor kPa
Umidade absoluta
kg / kg
Volume específico
m3 / kg
Entalpia
kJ / kg
-40
-35
-30
-25
-20
-18
-16
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
0.01283
0.02233
0.03798
0.06324
0.10318
0.12482
0.15056
0.18107
0.21716
0.25971
0.30975
0.36848
0.43716
0.51735
0.61072
0.6566
0.7055
0.7575
0.8130
0.8719
0.9347
1.0013
1.0722
1.1474
1.2272
1.3119
1.4017
1.4969
1.5977
1.7044
1.8173
1.9367
2.0630
2.1964
2.3373
2.4861
2.6431
2.8086
2.9832
3.1671
3.3609
3.5649
3.7797
4.0055
0.000079
0.000138
0.000234
0.000390
0.000637
0.000771
0.000930
0.001119
0.001342
0.001606
0.001916
0.002280
0.002707
0.003206
0.003788
0.00407
0.00438
0.00471
0.00505
0.00542
0.00582
0.00624
0.00668
0.00716
0.00766
0.00820
0.00876
0.00937
0.01001
0.01069
0.01141
0.01218
0.01299
0.01384
0.1475
0.01572
0.01674
0.01781
0.01896
0.02016
0.02144
0.02279
0.02422
0.02572
0.6597
0.6740
0.6884
0.7028
0.7173
0.7231
0.7290
0.7349
0.7409
0.7469
0.7529
0.7591
0.7653
0.7716
0.7781
0.7813
0.7845
0.7878
0.7911
0.7944
0.7978
0.8012
0.8046
0.8081
0.8116
0.8152
0.8188
0.8225
0.8262
0.8300
0.8338
0.8377
0.8417
0.8457
0.8498
0.8540
0.8583
0.8626
0.8671
0.8716
0.8763
0.8811
0.8860
0.8910
-40,041
-34,868
-29,600
-24,187
-18,546
-16,203
-13,795
-11,314
-8,745
-6,073
-3,285
-0,369
2,724
5,991
9,470
11.200
12.978
14.807
16.692
18.634
20.639
22.708
24.848
27.059
29.348
31.716
34.172
36.719
39.362
42.105
44.955
47.918
50.998
54.205
57.544
61.021
64.646
68.425
72.366
76.481
80.777
85.263
89.952
94.851
131
(Tabela 4 continuação )
Fonte original: Stoecker páginas 418 e 419.
t oC
Pressão de
vapor kPa
Umidade absoluta
kg / kg
Volume
específico
m3 / kg
Entalpia
kJ / kg
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
52
54
56
58
60
62
64
66
68
70
75
80
85
90
4.2431
4.4928
4.7552
5.0308
5.3201
5.6237
5.9423
6.2764
6.6265
6.9935
7.3778
7.7803
8.2016
8.6424
9.1036
9.5856
10.0896
10.6161
11.1659
11.7402
12.3397
13.6176
15.0072
16.5163
18.1531
19.9263
21.8447
23.9184
26.1565
28.5701
31.1693
38.5562
47.3670
57.8096
70.1140
0.02732
0.02900
0.03078
0.03266
0.03464
0.03674
0.03895
0.04129
0.04376
0,04636
0.04911
0.05202
0.05509
0.05833
0.06176
0.06537
0.06920
0.07324
0.07751
0.08202
0.08680
0.09720
0.10887
012198
0.13674
0.15341
0.17228
0.19375
0.21825
0.24638
0.27884
0.38587
0.55201
0.83634
1.41604
0.8961
0.9014
0.9068
0.9124
0.9182
0.9241
0.9302
0.9365
0.9430
0.9497
0.9567
0.9639
0.9713
0.9790
0.9891
0.9954
1.0040
1.0130
1.0224
1.0322
1.0424
1.0641
1.0879
1.1141
1.1429
1.1749
1.2105
1.2504
1.2953
1.3462
1.4043
1.5925
1.8792
2.3633
3.3412
99.977
105.337
110.946
116.819
122.968
129.411
136.161
143.239
150.660
158.445
166.615
175.192
184.200
193.662
203.610
214.067
225.068
236.643
248.828
261.667
275.198
304.512
337.182
373.679
414.572
460.536
512.391
571.144
638.003
714.531
802.643
1092.010
1539.414
2302.878
3856.547
132
TABELA 5
Propriedades da água saturada / líquido - vapor (Fonte -Shapiro página 617)
Volume Específico
ft3 / lb
Energia Interna
BTU / lb
Entalpia
BTU / lb
Entropia
BTU / lb oR
Te
m
pe
ra
tu
ra
o
F
Pressão
Lbf/in2
vf
Líquido
saturado
vf
Vapor
saturado
vg
Líquido
saturado
ut
Vapor
saturado
ug
Líquido
saturado
hf
Evap.
htg
Vapor
saturado
hg
Líquido
saturado
sf
Vapor
saturado
sg
32
35
40
45
50
52
54
56
58
60
62
64
66
68
70
72
74
76
78
80
82
84
86
88
90
92
94
96
98
100
110
120
130
140
150
160
170
180
190
200
0,0886
0,0999
0,1217
0,1475
0,1780
0,1917
0,2064
0,2219
0,2386
0,2563
0,2751
0,2952
0,3165
0,3391
0,3632
0,3887
0,4158
0,4446
0,4750
0,5073
0,5414
0,5776
0,6158
0,6562
0,6988
0,7439
0,7914
0,8416
0,8945
0,9503
1,276
1,695
2,225
2,892
3,722
4,745
5,996
7,515
9,343
11,529
0,01602
0,01602
0,01602
0,01602
0,01602
0,01603
0,01603
0,01603
0,01603
0,01604
0,01604
0,01604
0,01604
0,01605
0,01605
0,01606
0,01606
0,01606
0,01607
0,01607
0,01608
0,01608
0,01609
0,01609
0,01610
0,01611
0,01611
0,01612
0,01612
0,01613
0,01617
0,01621
0,01625
0,01629
0,01634
0,01640
0,01645
0,01651
0,01657
0,01663
3305
2948
2445
2037
1704
1589
1482
1383
1292
1207
1129
1056
988,4
925,8
867,7
813,7
763,5
716,8
673,3
632,8
595,0
559,8
527,0
496,3
467,7
440,9
415,9
392,4
370,5
350,0
265,1
203,0
157,2
122,9
97,0
77,2
62,0
50,2
41,0
33,6
-0,01
2,99
8,02
13,04
18,06
20,06
22,07
24,08
26,08
28,08
30,09
32,09
34,09
36,09
38,09
40,09
42,09
44,09
46,09
48,08
50,08
52,08
54,08
56,07
58,07
60,06
62,06
64,05
66,05
68,04
78,02
87,99
97,97
107,95
117,95
127,94
137,95
147,97
158,00
168,04
1021,2
1022,2
1023,9
1025,5
1027,2
1027,8
1028,5
1029,1
1029,8
1030,4
1031,1
1031,8
1032,4
1033,1
1033,7
1034,4
1035,0
1035,7
1036,3
1037,0
1037,6
1038,3
1038,9
1039,6
1040,2
1040,9
1041,5
1041,2
1042,8
1043,5
1046,7
1049,9
1053,0
1056,2
1059,3
1062,3
1065,4
1068,3
1071,3
1074,2
-0,01
3,00
8,02
13,04
18,06
20,07
22,07
24,08
26,08
28,08
30,09
32,09
34,09
36,09
38,09
40,09
42,09
44,09
46,09
48,09
50,08
52,08
54,08
56,07
58,07
60,06
62,02
64,06
66,05
68,05
78,02
88,00
97,98
107,96
117,96
127,96
137,97
147,99
158,03
168,07
1075,4
1073,7
1070,9
1068,1
1065,2
1064,1
1063,0
1061,9
1060,7
1059,6
1058,5
1057,3
1056,2
1055,1
1054,0
1052,8
1051,7
1050,6
1049,4
1048,3
1047,2
1046,0
1044,9
1043,8
1042,7
1041,5
1040,4
1039,2
1038,1
1037,0
1031,3
1025,5
1019,8
1014,0
1008,1
1002,2
996,2
990,2
984,1
977,9
1075,4
1076,7
1078,9
1081,1
1083,3
1084,2
1085,1
1085,9
1086,8
1087,7
1088,6
1089,4
1090,3
1091,2
1092,0
1092,9
1093,8
1094,7
1095,5
1096,4
1097,3
1098,1
1099,0
1099,9
1100,7
1101,6
1102,4
1103,3
1104,2
1105,0
1109,3
1113,5
1117,8
1121,9
1126,1
1130,1
1134,2
1138,2
1142,1
1145,9
-0,00003
0,00607
0,01617
0,02618
0,03607
0,04000
0,04391
0,04781
0,05159
0,05555
0,05940
0,06323
0,06704
0,07084
0,07463
0,07839
0,08215
0,08589
0,08961
0,09332
0,09701
0,1007
0,1044
0,1080
0,1117
0,1153
0,1189
0,1225
0,1261
0,1296
0,1473
0,1647
0,1817
0,1985
0,2150
0,2313
0,2473
0,2631
0,2787
0,2940
2,1870
2,1764
2,1592
2,1423
2,1259
2,1195
2,1131
2,1068
2,1005
2,0943
2,0882
2,0821
2,0761
2,0701
2,0642
2,0584
2,0526
2,0469
2,0412
2,0356
2,0300
2,0245
2,0190
2,0136
2,0083
2,0030
1,9977
1,9925
1,9874
1,9822
1,9574
1,9336
1,9109
1,8892
1,8684
1,8484
1,8293
1,8109
1,7932
1,7762
133
4.16.2 Curva Característica
É uma curva descendente à direita traçada em um gráfico de coordenadas KaV/L e L/G,
representando a capacidade da torre, conforme figura 10.
Figura 10 - Curva Característica de uma Torre
4.16.3 Curvas de Performance.
São curvas traçadas em um gráfico de coordenadas temperatura de bulbo úmido e temperatura de
água fria, representando a performance da torre. Neste gráfico é usual representar-se “feixes de
curvas” para faixas de aproximação nos limites de 90% a 110% da vazão de projeto, conforme figura
11.
Figura 11 - Curvas de Performance de uma Torre
L / G
KaV / L
134
4.17 AVALIAÇÃO DO RESULTADO DO TESTE EM TORRES
A condição de aceitação ou não do resultado dos testes, é feita por meio da curva de
performance ou da curva característica.
4.17.1 Avaliação por meio da Curva de Performance
Neste caso a condição de aceitação passa por um processo de interpolação, a fim de permitir a
comparação entre a capacidade efetiva da torre e a capacidade prevista nas curvas de
performance. A solução das equações 57 e 58 citadas abaixo e a construção de dois gráficos irão
determinar a capacidade da torre.
Vazão de teste ajustada = vazão teste x (potência de projeto / potência teste)1/3 (equação 57)
Esta equação determina a vazão de água que a torre poderia resfriar com as temperaturas
medidas quando da realização do teste se, o ventilador fosse ajustado para a potência
especificada em projeto.
Esta equação 57 é baseada em duas hipóteses:
Primeira
- a capacidade de vazão de água da torre é diretamente proporcional à vazão de ar;
Segunda
- a vazão de ar é proporcional à raiz cúbica da potência consumida pelo ventilador.
Ambas hipóteses não são totalmente válidas, porém como as condições operacionais de teste
limitam faixas de desvios pequenas em relação aos dados de projeto, pode-se assumi-las como
precisas.
Capacidade efetiva da torre 100
preditada vazão
ajustada teste de vazão
×= (equação 58)
Esta equação determinará um valor percentual em função do qual a performance da torre será
avaliada. Se maior do que 100% a performance das torres estará conforme.
Na hipótese desse percentual ser menor que 100%, tal fato caracterizará situações que
necessariamente deverão ter sido previstas no contexto documental do Pedido de Compra dessa
torre. Isto significa que este valor inferior a 100% deverá estar pré-fixado e os parâmetros termo
fluidos dinâmicos que o determinaram, destacados como condicionantes de “não conformidade
sazonal”.
135
Exercício demonstrativo
Relacionar os valores de projeto e os de teste em um quadro conforme abaixo:
PARÂMETRO PROJETO TESTE
vazão da água em gpm 14000 13100
temperatura de água quente em oF 116,0 114,2
temperatura de água fria em oF 86,0 82,7
resfriamento em oF 30,0 31,5
temperatura de bulbo úmido em oF 76,0 71,4
aproximação em oF 10,0 11,3
potência em Hp 230 218
Considerar as “Curvas de Performance” fornecidas pelo fabricante da torre
Executar os procedimentos indicados na seqüência de 1 a 6, a seguir.
1 - calcular a vazão de teste ajustada ( ) 13.336230/21813100 31 =× gpm
2 - gerar tabela com valores de temperatura de água fria referente ao Tbu de teste 71,4 ºF;
Resfriamento ºF 12600 gpm 14000 gpm 15400 gpm
20 79,90 80,87 81,82
25 80,96 82,05 83,12
30 81,90 83,10 84,20
35 82,74 83,93 85,10
40 83,50 84,70 85,92
136
3 - lançar os valores no par de eixos Resfriamento / Temperatura de água fria e traçar as curvas;
4 - gerar tabela com valores de temperatura de água fria para o resfriamento do teste(31,5 ºC.);
Vazão gpm Temperatura da água fria o F
12600 82,16
14000 83,35
15400 84,48
5 - lançar os valores no par de eixos Vazão de água / Temperatura de água fria e obter a vazão
pré-ditada;
6 - calcular a capacidade da torre 13336 / 13220 x 100 = 100,9%
Laudo do teste: torre conforme.
137
4.17.2 Avaliação por meio de Curva Característica
A avaliação das torres pela curva característica é efetuada por meio de uma curva efetiva,
paralela à curva característica, passando por um ponto definido pelas coordenadas de teste “L/G”
e “Kav/L”.
A interseção desta Curva Efetiva com a Curva de Projeto determinará o “ponto de trabalho” da
torre. Considerar as expreções abaixo para determinação do L/G de teste e capaidade da torre.
L/G teste = L/G projeto x (vazão teste / vazão projeto) x (potência projeto / potência teste)1/3
(equação 59)
Capacidade da torre = (L/G pré-ditada ÷ L/G projeto) x 100 (equação 60)
O exemplo numérico para este caso será feito aplicando os mesmo valores de projeto e de teste
considerados anteriormente para a Curva de Performance, relacinados abaixo.
PARÂMETRO PROJETO TESTE
vazão da água em gpm 14000 13100
temperatura de água quente em oF 116,0 114,2
temperatura de água fria em oF 86,0 82,7
resfriamento em oF 30,0 31,5
temperatura de bulbo úmido em oF 76,0 71,4
aproximação em oF 10,0 11,3
potência em HP 230 218
Executar os procedimentos indicados na sequencia de 1 a 6, a seguir
1 - traçar a curva de projeto conforme no Item 4.16.1.1;
2 - calcular o L/G do teste →0,992 x 9450
218
230
14000
13100 31
,
/
=
× ;
3 - elaborar o quadro de entalpias para L/G 0,945 conforme seqüência indicada no Item 4.16.1.1;
Temperatura oF H h H-h
de bulbo úmido 71,40 35,32
de água fria 82,70
tf + 0,1 (tq -tf) 85,85 50,53 35,32 + 0,1 x 0,945 (114,2 – 82,7) = 38,296 12,234
tf + 0,4 (tq -tf) 95,30 63,79 35,32 + 0,4 x 0,945 (114,2 – 82,7) = 47,227 16,563
tq – 0,4 (tq -tf) 101,60 74,67 35,32 + 0,6 x 0,945 (114,2 – 82,7) = 53,180 21,490
tq – 0,1 (tq -tf) 111,05 94,72 35,32 + 0,9 x 0,945 (114,2 – 82,7) = 62,110 32,610
de água quente 114,20
114,20
138
4 - calcular o K a V / L do teste;
K a V / L de teste:
+++×
−
61032
1
49021
1
56316
1
23412
1
4
7822114
,,,,
,,
= 1,727
5 - obter o L/G pré-ditado;
Lançar as coordenadas de teste: L/G = 0,945 e K a V / L = 1,727.
Por este ponto traçar a Curva Efetiva paralela à Curva Característica.
Na interseção desta Curva Efetiva com a Curva de Projeto ter-se-á o L/G pré-ditado.
6 - calcular a capacidade da torre =×100
992,0
013,1 102,1%.
7 - laudo do teste: torre conforme.
CAPÍTULO V
TUBULAÇÕES INDUSTRIAIS PROJETO
Conjunto de Válvulas Remoto Operadas
141
5.1 CONCEITUAÇÃO INTRODUTÓRIA
As tubulações devem ser projetadas como um conjunto formado por tubos, conexões e
acessórios para aplicação em sistemas de distribuição de:
- vapor para força ou para aquecimento;
- água ou fluidos industriais;
- óleos combustíveis ou lubrificantes;
- ar comprimido;
- gases.
5.2 FATORES DE SELEÇÃO PARA MATERIAIS DE TUBOS
1 - Característica do fluido conduzido - a qualidade química do fluido e a concentração das
impurezas.
2 - Condições operacionais - temperatura, pressão de trabalho e pressão máxima.
3 - Tensão admissível do material - o material deve ter resistência mecânica compatível com a
grandeza dos esforços referentes à pressão do fluido, peso, ação do vento, reação de dilatações
térmicas, sobrecarga.
4 - Esforços mecânicos - o material deve ser adequado aos esforços de tração, compressão,
flexão, choques, vibração, esforços cíclicos, estáticos ou dinâmicos.
MATERIAIS PARA TUBOS
Metálicos (ferrosos)
- aço carbono
- aço liga
- aço inoxidável
- ferro fundido
- ferro forjado
- ferro ligado
- ferro nodular
Metálicos (não ferrosos)
- latâo
- cobre níquel
- níquel e ligas
- metal Monel
Não Metálicos (materiais plásticos)
- cloreto de polivinil (PVC)
- polietileno
- acrílico
- acetato de celulose
- epóxi
142
5.3 CONSIDERAÇÕES SOBRE OS TUBOS
5.3.1 Normas de Materiais para Tubos de Aço Carbono
- para tubos de aço carbono ASTM A 53
- para tubos de aço carbono preto ASTM-A106
- para tubos de aço carbono galvanizados ASTM A-120
- para tubos de aço noxidável ASTM-A 312
No caso de tubos de aço carbono deve-se especificar o teor de carbono conforme os graus: baixo
teor grau A, teor médio grau B, alto teor grau C.
5.3.2 Normas de Materiais para Tubos de Metais não-Ferrosos / Cobre e suas Ligas
São fabricados segundo as especificações das normas:
- para tubos de cobre ASTM B.68, B.75, B.88;
- para tubos de latão ASTM B 111;
- para tubos de cobre-níquel ASTM B 466.
Possuem resistência à corrosão da atmosfera, de água salgada, de álcalis, de ácidos diluídos e
de compostos orgânicos.
COMPARAÇÃO DE TUBOS NÃO FERROSOS COM TUBOS DE AÇO CARBONO
- melhor resistência à corrosão
- preço mais elevado
- menor resistência mecânica
- menor resistência a altas temperaturas
- melhor comportamento em baixas temperaturas
5.3.3 Parãmetros para Especificação de Tubos
- quantidade em metros ou em kg
- P. Number (mesma soldadibilidade), ver tabela página 144
- tipo de extremidade: ponta lisa, chanfrada ou roscada
- tubo com ou sem costura, galvanizado ou preto
- norma do material
- tipo de acabamento (preto ou galvanizado) ou do revestimento
- diâmetro nominal
- número de Schedule, salvo solicitações estruturais pode-se adotar os referencias:
- para diâmetros nominais até 1 ½” inclusive Schedule 80
- para diametros nominais entre 2” e12” inclusive Schedule 40
- para diametros nominais iguias ou maiores que 12” 9,52 mm
5.3.4 Normas Dimensionais para tubos de Aço
- para tubos de aço carbono e aços liga ANSI B.36.10
- para tubos de aço inoxidável ANSI B.36.19.
Estas dimensões estão mostradas na tabela a seguir. Até a bitola de 12” o diâmetro nominal não
corresponde a nenhuma dimensão física do tubo; a partir de 14” o diâmetro nominal coincide com
o diâmetro externo do tubo.
143
DIMENSÕES NORMATIZADAS PARA TUBOS DE AÇO
Peso aprox.
(kg / m) Seção transversal
Diâmetro
nominal
(pol)
-
Diâmetro
externo
(mm)
Designação
de espessura
(v. Nota 2)
Espessura
de parede
(v. Nota 3)
Diâmetro
interno
(mm)
Área
de
secção
livre
(cm2)
Área
de
secção
de
metal
(cm2)
Superfíc
ie
externa
(m2/m)
Tubo
vazio
(v Nota 5)
Conteúdo
de água
(v. Nota 6)
Momento
de
inércia
(cm4)
Momento
resistente
(cm3)
Raio
de
giraçã
o
1/4
-
13,7
10S
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
1,65
2,23
3,02
10,4
9,2
7,7
0,85
0,67
0,46
0,62
0,81
1,01
0,043
0,49
0,62
0,79
0,085
0,067
0,046
0,116
0,138
0,157
0,169
0,202
0,229
0,430
0,413
0,393
3/8
-
17,1
10S
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
1,65
2,31
3,20
13,8
12,5
10,7
1,50
1,23
0,91
0,81
1,08
1,40
0,054
0,63
0,84
1,10
0,150
0,123
0,090
0,236
0,304
0,359
0,285
0,354
0,419
0,551
0,531
0,506
1/2
-
21
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
2,77
3,73
4,75
7,47
15,8
13,8
11,8
6,4
1,96
1,51
1,10
0,32
1,61
2,06
2,47
3,52
0,071
0,42
1,62
1,94
2,55
0,20
0,15
0,11
0,03
0,71
0,84
0,92
1,01
0,67
0,78
0,86
0,95
0,66
0,64
0,61
0,56
3/4
-
27
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
2,87
3,91
5,54
7,82
20,9
18,8
15,6
11,0
3,44
2,79
1,91
0,95
2,15
2,80
3,68
4,63
0,083
1,68
2,19
2,88
3,63
0,34
0,28
0,19
0,10
1,54
1,86
2,19
2,41
1,16
1,40
1,65
1,81
0,85
0,82
0,77
0,72
1
-
33
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
2,87
4,55
6,35
9,09
26,6
24,3
20,7
15,2
5,57
4,64
3,37
1,82
3,19
4,12
5,39
6,94
0,105
2,50
3,23
4,23
5,44
0,56
0,46
0,34
0,18
2,64
4,40
5,21
5,85
2,18
2,63
3,12
3,50
1,07
1,03
0,98
0,92
1 ¼
-
42
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
3,56
4,85
6,35
9,70
35,0
32,5
29,4
22,7
9,65
8,28
6,82
4,07
4,32
5,68
7,14
9,90
0,132
3,38
4,46
5,60
7,76
0,96
0,83
0,68
0,41
8,11
10,06
11,82
14,19
3,85
4,77
5,61
6,74
1,37
1,33
1,29
1,20
1 1/2
-
48
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
3,68
5,08
7,14
10,16
40,8
38,1
33,9
27,9
13,1
11,4
9,07
6,13
5,15
6,89
9,22
12,2
0,151
4,04
5,40
7,23
9,53
1,31
1,14
0,91
0,61
12,90
16,27
20,10
23,64
5,34
6,75
8,33
9,80
1,58
1,54
1,48
1,39
2
-
60
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
3,91
5,54
8,71
11,07
52,5
49,2
42,9
38,2
21,7
19,0
14,4
11,4
6,93
9,53
14,1
17,1
0,196
5,44
7,47
11,08
13,44
2,17
1,90
1,44
1,14
27,72
36,13
48,41
54,61
9,20
11,98
16,05
18,10
2,00
1,95
1,85
1,79
2 1/2
-
73
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
5,16
7,01
9,52
14,0
62,7
59,0
54,0
44,9
30,9
27,3
22,9
15,9
11,0
14,5
19,0
26,0
0,235
8,62
11,40
14,89
20,39
3,09
2,73
2,29
1,59
63,68
80,12
97,94
119,5
17,44
21,95
26,83
32,75
2,41
2,35
2,27
2,14
3
-
89
10S
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
3,05
5,48
7,62
11,1
15,2
82,8
77,9
73,6
66,7
58,4
53,9
47,7
42,6
34,9
26,8
8,22
14,4
19,5
27,2
35,3
0,282
6,44
11,28
15,25
21,31
27,65
5,39
4,77
4,26
3,49
2,68
75,84
125,70
162,33
209,36
249,32
17,06
28,26
36,48
47,14
56,22
3,04
2,96
2,89
2,78
2,66
4
-
114
10S
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
160
XXS
3,05
6,02
8,56
13,5
17,1
108,2
102,3
97,2
87,3
80,1
91,9
82,1
74,2
59,9
50,3
10,6
20,4
28,4
42,7
52,3
0,361
8,35
16,06
22,29
33,49
40,98
9,19
8,21
7,42
5,99
5,03
164,83
300,93
399,99
552,34
636,42
28,88
52,61
69,99
96,70
111,29
3,93
3,84
3,75
3,60
3,49
6
-
168
10S
Std 40, 40S
XS, 80, 80S
120
160
XXS
3,40
7,11
10,97
14,3
18,2
21,9
161,4
154,0
146,3
139,7
131,8
124,4
204,5
186,4
168,2
153,4
136,4
121,5
17,6
36,0
54,2
69,0
86,0
100,9
0,535
13,82
28,23
42,51
54,15
67,41
79,10
20,45
18,64
16,82
15,34
13,64
12,15
599,37
1.171,3
1.685,7
2.064,5
2.455,8
2.759,6
71,30
139,32
200,45
245,52
291,91
328,29
5,83
5,70
5,58
5,47
5,34
5,23
8
-
219
10S
Std 40, 40S
60
XS, 80, 80S
120
XXS
160
3,76
8,18
10,3
12,7
18,2
22,2
23,0
211,5
202,7
198,4
193,7
182,6
174,6
173,1
351,6
322,6
309,1
294,8
261,9
239,4
235,5
25,4
54,2
67,6
82,3
115,1
137,4
141,7
0,692
19,93
42,48
53,03
64,56
90,22
107,8
111,1
35,16
32,26
30,91
29,48
26,19
23,94
23,55
1.473,4
3.017,7
3.696,1
4.399,5
5.852,2
6.742,9
6.905,3
134,56
275,52
337,31
401,88
534,31
616,26
631,02
7,62
7,46
7,39
7,31
7,13
7,00
6,98
10
-
273
5S
10S
Std 40, 40S
XS, 60, 80S
80
120
160
3,40
4,19
9,27
12,7
15,1
21,4
28,6
266,2
264,7
254,5
247,6
242,9
230,2
215,9
556,8
550,3
509,1
481,9
463,2
416,1
365,8
29,2
35,4
76,8
103,9
122,1
169,3
219,4
0,858
22,54
27,83
60,23
81,45
95,72
132,7
172,1
55,68
55,03
50,91
48,19
46,32
41,61
36,58
2.651,4
3.200,8
6.692,9
8.824,1
10.193
13.486
16.607
194,22
234,38
490,06
645,77
747,38
988,32
1.217,8
9,53
9,50
9,32
9,22
9,14
8,94
8,71
12
-
324
5S
10S
20
Std 30
40 40s
XS 80S
60
80
120
4,19
4,57
6,35
9,52
10,3
12,7
14,3
17,4
25,4
315,5
314,7
311,1
304,8
303,2
298,4
295,3
288,9
273,0
782,0
778,1
760,7
729,6
722,0
699,4
685,2
655,5
585,8
42,1
45,9
63,5
94,1
101,5
124,1
138,8
168,0
238,1
1,018
29,11
36,00
49,70
73,74
79,65
97,34
108,8
131,7
186,7
78,20
77,81
76,07
72,96
72,20
69,94
68,52
65,55
58,58
5.377,7
5.848,0
7.987,5
11.675
12.487
15.067
16.691
19.771
26.722
332,23
361,07
493,34
717,88
771,97
929,31
1.029,3
1.221,1
1.650,5
11,30
11,28
11,23
11,13
11,10
11,00
10,95
10,85
10,59
14
-
356
10
Std, 30
40
XS
60
80
100
6,35
9,52
11,1
12,7
15,1
19,0
23,8
342,9
336,5
333,4
330,2
325,5
317,5
308,0
923,3
889,7
872,9
856,2
832,3
791,7
745,2
69,7
103,5
120,1
136,8
161,2
201,3
248,4
1,118
54,62
81,20
94,29
107,3
126,3
157,9
194,5
92,33
88,97
87,29
85,62
83,23
79,17
74,52
10.630
15.525
17.856
20.145
23.392
28.595
34.339
598,24
873,59
1.003,1
1.132,5
1.316,1
1.609,5
1.930,7
12,34
12,24
12,19
12,14
12,04
11,91
11,76
144
(continuação)
Peso aprox.
(kg / m) Seção transversal
Diâmetro
nominal
(pol)
-
Diâmetro
externo
(mm)
Designação
de espessura
(v. Nota 2)
Espessura de
parede
(v. Nota 3)
Diâmetro
interno
(mm)
Área
de
secção
livre
(cm2)
Área
de
secção
de
metal
(cm2)
Superfície
externa
(m2/m)
Tubo
vazio
(v Nota 5)
Conteúdo de
água
(v. Nota 6)
Momento
de inércia
(cm4)
Momento
resistente
(cm3)
Raio de
giração
16
-
406
10
Std, 30
XS, 40
60
80
100
6,35
9,52
12,7
16,6
21,4
26,2
393,7
387,3
381,0
373,1
363,6
354,0
1.217,5
1.178,1
1.140,1
1.093,0
1.038,1
984,6
79,8
118,8
157,1
203,9
258,7
312,9
1,277
62,57
93,12
123,2
159,9
203,0
245,3
121,7
117,8
114,0
109,3
103,8
98,46
15.983
23.392
30.468
38.834
48.158
56.815
786,72
1.152,2
1.499,7
1.911,1
2.370,0
2.796,1
14,15
14,05
13,92
13,79
13,64
13,46
18
-
457
10
Std, 20
XS
40
60
80
100
6,35
9,52
12,7
14,3
19,0
23,8
29,4
444,5
438,1
431,8
428,6
419,1
409,6
398,5
1.551,7
1.507,8
1.464,6
1.443,3
1.379.4
1.317,5
1.247,2
89,9
133,9
177,4
198,7
261,9
323,9
394,8
1,436
70,52
105,0
139,0
155,9
205,6
254,1
309,4
155,2
150,8
146,5
144,3
137,9
131,7
124,7
22.851
33.589
43.829
48.782
63.059
76.337
90.738
999,79
1.468,5
1.917,6
2.133,9
2.758.4
3.340,3
3.969,7
15,95
15,82
15,72
15,67
15,49
15,34
15,16
20
-
508
10
Std, 20
XS, 30
40
60
80
100
6,35
9,52
12,7
15,1
20,6
26,2
32,5
495,3
488,8
482,6
477,9
466,7
455,6
442,9
1.926,6
1.877,5
1.829,1
1.793,6
1.711,1
1.630,4
1.540,7
100,1
149,2
197,4
233,5
315,5
396,1
485,8
1,597
78,46
116,9
154,9
182,9
247,6
310,8
381,1
192,7
187,7
182,9
179,4
171,1
163,0
154,1
31.509
46.368
60.645
70.926
93.943
115.379
138.188
1.240,7
1.825,8
2.388,0
2.792.9
3.699,2
4.543,3
5.441,5
17,73
17,63
17,53
17,42
17,25
17,07
16,84
24
-
610
10
Std, 20
XS
40
60
80
100
6,35
9,52
12,7
17,4
24,6
30,9
38,9
596,9
590,5
584,2
574,7
560,4
547,7
531,8
2.800,2
2.742,1
2.677.6
2.593,7
2.464,6
2.355,0
2.219,5
120,3
179,5
238,1
324,5
451,6
562,6
697,5
1,914
94,35
140,8
186,7
254,7
354,3
440,9
546,7
280,0
274,2
267,8
259,4
246,5
235,5
221,9
54.776
80.873
106.139
142.351
193.547
236.002
285.118
1.796,3
2.482,8
2.653,5
4.674,4
6.359,3
7.752,5
9.358,7
21,34
21,21
21,11
20,96
20,70
20,50
20,22
30
-
762
10
20
30
7,92
12,7
15,9
746,1
736,6
730,2
4.374,4
4.264,8
4.187,3
187,7
298,7
371,6
2,393
147,2
234,4
291,8
437,4
426,5
418,7
133.609
209.779
258.895
3.507,5
5.507,0
6.801,8
26,67
26,49
26,39
Notas:
1 - A norma ANSI B.36.19 só abrange tubos até o diâmetro nominal de 12”.
2 - As designações “Std”, “XS” e “XXS” correspondem às espessuras denominadas “normal”, “extra forte”, e “duplo extra forte” da norma ANSI
B.36.10. As designações 10, 20, 30, 40, 60, 80, 100, 120 e 160 são os “números de série” (Schedule Number) dessa mesma norma. As
designações 5S, 10S, 20S, 40S e 80S são da norma ANSI B.36.19.
3 - As espessuras em mm indicadas na tabela são os valores nominais; as espessuras mínimas correspondentes dependerão das tolerâncias de
fabricação, que variam com o processo de fabricação do tubo. Para tubos sem costura a tolerância usual é + 12,5% do valor nominal.
4 - Nesta tabela estão omitidos alguns diâmetros e espessuras não usuais na prática. Para a tabela completa, contendo todos os diâmetros e
espessuras, consulte as normas ANSI B.36.10 e B.36.19.
5 - Os pesos indicados nesta tabela correspondem aos tubos de aço carbono ou de aços de baixa liga. Os tubos de aços inoxidáveis feríticos pesam
cerca de 5% menos, e os de inoxidáveis austeníticos cerca de 2% mais.
6 - Esses mesmos números representam também a vazão em I/seg. para a velocidade de 1 m/seg.
P. Number – Grupos do Item QW – 420 ASME – Seção IX Div. 1
P- No 1 Aços Carbono: C < 0,35%
P- No 3 Aços de baixa liga: Cr < 0,5%
Total de elementos por liga < 2,0%
Este grupo inclui os aços C-M0; Mn-Mo e Cr-Mo.
P- No 4 Aços de baixa liga: 0,5% < Cr < 2,0%
Total de elementos por liga < 2,75%
Este grupo inclui os aços Cr-M0 e aços de outras ligas
P- No 5 Aços de baixa liga: 2,25% < Cr < 10,0%
Este grupo inclui os seguintes aços:
Baixo Cr (2-3%), Médio Cr (4-6%), Alto Cr (7-9%)
P- No 6 Aços de alta liga (martensíticos): 12-15% Cr
P- No 7 Aços de alta liga (ferríticos): 12-17% Cr
P- No 8 Aços de alta liga (austeníticos): aços inox. da serie 300
P- No 9 A Aços ao níquel: 2-3% Ni
P- No 9 B Aços ao níquel: 3-4 N%i
P- No 10 A até 10I Outras ligas
P- No 11 A Aços ao níquel: 4-9%
Aços e suas ligas
P- No 11 B Outras ligas
Alumínio e suas ligas P- Nos 21,22,23 e 25
Cobre e suas ligas P- Nos 31,32,33,34,35
Níquel e suas ligas P- Nos 41,42,43,44,45,46
Titânio (não ligado) P- Nos 51 e 52
Zircônio (não ligado) P- No 61
145
5.4 CONEXÕES PARA TUBULAÇÕES
Para seleção das conexões considerar os referenciais citados.
Conexões utilizadas para Conexões indicadas
1 - LIGAÇÃO ENTRE TUBOS Luvas: quando a rosca do tubo for externa.
Niple: quando a rosca do tubo for interna.
Uniões: quando houver possibilidade de giro.
Flange: quando não houver possibilidade de giro.
2 - MUDANÇAS DE DIREÇÃO Curvas de raio longo
Curvas de raio curto
Curvas de redução
Joelhos de redução
Joelhos
3 - DERIVAÇÕES Tês normais 90o
Tês de 45o
Tês de redução
Peças em Y
Cruzetas
Cruzetas de redução
Selas
Colares
Derivações soldadas
4 - FECHAMENTO DE REDES Tampões
Bujões
Flange cego
5 - DERIVAÇÕES ESPECIAIS Bocas de lobo: ver Item 5.4.4
6 - MUDANÇAS DE DIAMETROS Reduções concêntricas.
Reduções excêntricas.
Buchas de redução (para tubos de diâmetros
pequenos com extremidades roscadas).
Observações:
1 – quanto às conexões para mudança de diâmetro, considerar as indicações apresentadas no
item 5.4.5 página 152.
2 – quanto às conexões roscadas, considerar as roscas padrão NPT, norma ANSI B 2.1 indicada
na página 207.
146
5.4.1 Ligações entre Tubos
LIGAÇÕES ROSCADAS
Com luva Com união Com Niple
LIGAÇÕES SOLDADAS
LIGAÇÕES FLANGEADAS
Ligações com solda de topo
para diâmetros de 2” ou maiores.
Ligações com solda de encaixe
para diâmetros de até 1 1/2”.
147
5.4.2 Identificação das Conexões
CONEXÕES PARA SOLDA DE TOPO
CONEXÕES PARA SOLDA DE ENCAIXE
CONEXÕES ROSCADAS
148
5.4.3 Conexões Pré-Fabricadas - Curvas de Gomo
Cálculo da espessura da chapa para uso em curvas de gomo
A espessura t será calculada pelas expressões abaixo, de modo que a pressão interna máxima Pm a qual
a curva estará submetida seja igual ou menor que a tensão admissível Sh do material da tubulação.
Sendo “α ” = ângulo da curva / 2 x n, onde: n= número de soldas, teremos:
( ) ( )
( ) ( )cc
cc
−+−
−
×
−×
=
tRxtt
t
R
t x ESP
g
h
m
22 643,0 α
( ) ( )
( ) ( )cc
cc
−+−
−
×
−×
=
tRxtt
t
R
t x ESP
g2
h
m
2 250,1 α
“α ” > 22,5o e mais de uma solda,
( )
21
21
2
h
m 0,5xRR
RR
R
t x ESP
−
−
×
−×
=
c (equação 61 b)
onde:
Pm: pressão interna máxima em kgf / cm2.
Sh: tensão admissível do material em kgf / cm2, conforme tabela abaixo.
E = 1,0 para tubos sem costura e tubos com costura totalmente radiografada.
E = 0,9 para tubos com costura parcialmente radiografada
E = 0,8 para tubos com costura sem radiografia
Tipo de
material
Especificação de Material e Grau
(de acordo com ASTM ou API) Tensão Admissível do aço ( Sh) em kgf / cm
2
A - 53 Gr A
A - 106 Gr A
API - 5L Gr A
A - 135 Gr A
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.125
1.040
1.040
1.040
1.040
1.019
1.019
1.019
1.019
1.012
1.012
1.012
1.012
752
752
752
752
654
654
654
654
555
555
555
555
457
457
457
457
316
316
316
316
176
176
176
176
112
112
112
112
70
70
70
70
A - 53 Gr A
A - 106 Gr B
API - 5L Gr B
A - 135 Gr B
A – 333 Gr 6
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.406
1.329
1.329
1.329
1.329
1.329
1.216
1.216
1.216
1.216
1.216
1.195
1.195
1.195
1.195
1.195
1.160
1.160
1.160
1.160
1.160
914
914
914
914
914
759
759
759
759
759
611
611
611
611
611
457
457
457
457
457
316
316
316
316
316
176
176
176
176
176
112
112
112
112
112
70
70
70
70
70
API 5L x 42
API 5L x 42
API 5L x 42
1.406
1.476
1.547
1.406
1.476
1.547
1.406
1.476
1.547
A – 134 (285 C)
A – 134 (283 B)
A – 120
1.174
963
844
1.153
914
801
1.125
872 1.083 1.026 935 921 914 787 675 569 457
Aç
o
Ca
rb
on
o
(se
m
co
stu
ra
ou
co
m
co
stu
ra
)
A – 671 – CA 55
A – 672 – A 55,C 55
A – 671 – CB 60,CC 60
A – 672 B 60, C 60
A – 671 – CB 70, CC 70
A – 672 – B 70, C 70
1.286
1.286
1.406
1.406
1.638
1.638
1.286
1.286
1.371
1.371
1.624
1.624
1.244
1.244
1.329
1.329
1.582
1.582
1.209
1.209
1.286
1.286
1.525
1.525
1.139
1.139
1.216
1.216
1.441
1.441
1.040
1.040
1.111
1.111
1.314
1.314
1.019
1.019
1.090
1.090
1.294
1.294
1.012
1.012
1.083
1.08
1.286
1.286
850
850
914
914
1.0
40
1.0
717
717
759
759
844
844
590
590
611
611
654
654
457
457
457
457
457
457
316
316
316
316
316
316
176
176
176
176
176
176
112
112
112
112
112
112
70
70
70
70
70
70
Temperatura do metal oC 38 93 149 204 260 316 343 371 399 427 454 482 510 538 566 593
“α ” < 22,5o com uma solda,
(equação 61)
“α ” > 22,5o com uma solda,
(equação 61 a)
Em qualquer caso deve-se ter R1 < (A / tgα ) x (R2-c).
O coeficiente empírico A tem os seguintes valores:
(t – c) polegadas A
< 0,5
0,5 < (t-c) < 0,88
> 0,88
1,0
2 x (t-c)
2x{(t-c)/3}+1,17
R2: raio interno da curva em mm;
t, c: espessura mínima e sobre-espessura para corrosão em mm;
R1, R2, α : dimensões indicadas ao lado.
Figura 2 – Curva em Gomos
149
5.4.4 Conexões Pré-Fabricadas - Bocas de Lobo
São fabricadas nas opções: tubo contra tubo, com anel de reforço e com ou sem nervuras
TIPOS DE BOCA DE LOBO
Cálculo do anel de reforço
A espessura será calculada aplicando a expressão t1 = P x D / 2 x Sh (equação 62)
onde:
t1 = espessura da parede do anel de reforço em cm
D = Raio do anel de reforço em cm
P = pressão interna em kgf/cm2
Sh = tensão admissível do material na temperatura em kgf/cm2
Para o reforço consulte o normograma e a tabela indicados nas páginas 150 e 151.
Para soldagem do anel de reforço considerar as restrições indicadas na página 225.
Boca de lobo sobreposta
Embora tenha menor resistência mecânica, são
empregadas na maioria dos casos porque são mais
baratas, mais fáceis de executar e dão menores
tensões residuais de soldagem.
Boca de lobo penetrante
Tem maior resistência, porém resultando em maiores
tensões residuais de soldagem.
São utilizadas em tubulações de parede espessa,
para pressões altas.
150
NORMOGRAMA REFERENCIAL PARA O REFORÇO DA BOCA DE LOBO
151
TABELAS COM OS COEFICIENTES “R” E “C” DO NORMOGRAMA
MATERIAIS COEFICIENTE “R”
ASTM A-312 Gr TP 304L 1
ASTM A-312 Gr TP 316L 2
ASTM A-53 GrA, A-106 GrA, API-5L GrA 3
ASTM A-335 Gr P1 4
ASTM A-312 Gr TP 304 5
ASTM A-335 Gr P5, Gr P-9 6
ASTM A-335 Gr P11, Gr P12, Gr P 22 7
ASTM A-312 Gr TP 310, 316, 321, 347 8
ASTM A-53 Gr B, A-106 Gr B, API-5L GrB 9
VALORES DO COEFICIENTE “C”
AÇO CARBONO AÇOS-LIGA FERRÍTICOS AÇOS AUSTENÍTICOS
ASTM A-335 ASTM A-312 TEMP.
(°C) ASTMA-53 GrA
A-106 GrA
API-5L GrA
ASTM
A-53 GrB
A-106 GrB
API-5L GrB P1 P5 P9 P11 P12 P22 TP 310
TP
321
& 347
TP
304
TP
304L
TP
316
TP
316L
50 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000
100 0,959 0,959 0,965 0,958 0,959 0,975 0,975 0,975 0,998 0,988 0,899 0,967 0,995 0,991
150 0,913 0,916 0,931 0,917 0,920 0,946 0,943 0,946 0,986 0,905 0,818 0,840 0,954 0,926
200 0,874 0,875 0,899 0,877 0,879 0,922 0,917 0,922 0,972 0,848 0,751 0,718 0,935 0,782
250 0,834 0,834 0,865 0,835 0,840 0,896 0,888 0,895 0,949 0,816 0,694 0,639 0,920 0,716
300 0,793 0,794 0,829 0,794 0,799 0,889 0,861 0,869 0,925 0,799 0,647 0,592 0,913 0,665
350 0,752 0,750 0,795 0,754 0,759 0,844 0,836 0,846 0,897 0,791 0,607 0,559 0,909 0,623
400 0,675 0,654 0,761 0,713 0,718 0,821 0,807 0,821 0,866 0,784 0,567 0,533 0,901 0,582
450 0,725 0,671 0,677 0,778 0,766 0,778 0,802 0,764 0,532 0,882
500 0,599 0,588 0,605 0,630 0,630 0,630 0,692 0,743 0,503 0,822
550 0,343 0,343 0,387 0,364 0,343 0,371 0,495 0,711 0,473 0,705
600 0,163 0,163 0,195 0,134 0,210 0,240 0,609 0,387 0530
152
5.4.5 Tabela para Seleção das Derivações
TUBULAÇÃO RAMAL (mm)
DN 15 20 25 32 40 50 65 80 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 800 900 1000 1050
1050 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
1000 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 5
900 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 5
800 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 5
700 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
650 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
600 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
550 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
500 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
450 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 6 7 5
400 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 6 7 5
350 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 6 7 6
300 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 6 4 5
250 3 3 3 3 3 3 6 6 6 6 4 1
200 3 3 3 3 3 3 6 6 6 4 1
150 3 3 3 3 3 3 6 6 4 1
100 3 3 3 3 3 3 4 4 1
80 3 3 3 3 3 4 4 1
65 3 3 3 3 4 4 1
50 8/9 8/9 8/9 8/9 8/9 2
40 8/9 8/9 8/9 8/9 2
32 8/9 8/9 8/9 2
25 8/9 8/9 2
20 8/9
15 2
TUBULAÇÃO PRINCIPAL (mm)
LEGENDAS REFERENCIAIS USADAS PARA INDICAÇÃO DAS CONEXÕES
Tê biselado (forjado) 1
Tê roscado ou de encaixe 2
Meia luva roscada ou de encaixe 3
Tê de redução biselado forjado 4
Tê biselado soldado 5
Boca de lobo 6
Tê de redução biselado soldado 7
Tê de redução ou tê + redução rosada 8
Tê de redução ou tê + redução de encaixe 9
153
5.4.6 Flanges
TIPOS DE FLANGES
TIPOS DE FACEAMENTO DE FLANGES
Plana Com ressalto Junta de anel Macho e fêmea
DIMENSÕES DOS FLANGES SEGUNDO NORMA ANSI B.16.5
Para materiais, dimensões, quantidade de porcas e parafusos, ver páginas 212 e 213.
154
REFERENCIAIS NORMATIVOS DO ACABAMENTO DA FACE DE JUNÇÃO DOS FLANGES
A face do ressalto dos flanges pode ser especificada com seis acabamentos, conforme figura 3:
Figura 3 – Acabamento do Ressalto da Face dos Flanges
1) RANHURA STANDARD - Espiral contínua com passo de 0,8 mm e raio de 1,6mm na ponta da
ferramenta para os flanges até 12” de diâmetro nominal. Acima de 12” com passo de 1,2 mm e
raio de 3,2 mm.
2) RANHURA ESPIRAL - Espiral contínua em V de 90º com passo de 0,8 mm e profundidade de
0,4 mm.
3) RANHURA ESPIRAL - Conforme MSS-SP 6.
4) LISO - Acabamento liso na superfície da junção.
5) RANHURA CONCÊNTRICA - Ranhura concêntrica em V de 90º com a profundidade de
0,4 mm e distância de 0,8 mm.
6) RANHURA CONCÊNTRICA - conforme MSS-SP 6.
155
PARÂMETROS PARA ESPECIFICAÇÃO DE FLANGES
- material
do flange;
- tipo de flange;
- diâmetro nominal do tubo;
- Schedule do tubo;
- tipo de face;
- acabamento da face de junção;
- classe de pressão;
- norma do flange.
Notas:
1 - A norma ANSI B.16.5 define sete classes de pressão para os flanges designadas pelos
valores 150 PSI, 300 PSI, 400 PSI, 600 PSI, 900 PSI, 1500 PSI e 2500 PSI.
Para cada uma dessas classes de pressão, tem-se uma curva de interdependência entre a
pressão admissível e a temperatura de cada material, conforme Normograma indicado na página
150.
2 - A norma dimensional para os flanges de diâmetros < 24” de uso mais comum no Brasil é a
ANSI B.16.5.
3 – A norma AWWA é a especificada para flanges com diâmetros maiores que 24”.
4 - A espessura da parede do tubo deve ser especificada quando o flange utilizado for do tipo “de
pescoço” ou “de encaixe”.
5 – A rosca de flanges roscados deve ser especificada conforme um dos padrões BSP ou NPT.
6 - O diâmetro nominal do tubo e a classe de pressão selecionada definem as dimensões dos
flanges.
7 – O material dos flanges soldados deve ter soldabilidade adequada ao P Number do tubo.
8 – Cordoalhas de cobre devem ser previstas para garantir a continuidade do potencial elétrico
em junções flangeadas, quando a junta de vedação dessas junções não for metálica.
NORMAS DE MATERIAL PARA OS FLANGES
Estas normas são aplicáveis à flanges forjados.
- temperatura quente moderada ASTM – A-105-73T;
- temperatura ambiente ASTM-A-181-59T Grau I ou Grau II;
- temperatura elevada ASTM-A-182-59T Grau F (vários);
- temperatura baixa ASTM-A-350-59T Grau LF1 ou LF3.
156
NORMOGRAMA DE PRESSÕES ADMISSÍVEIS NOS FLANGES VERSUS TEMPERATURA
APERTO DOS PARAFUSOS NAS JUNÇÕES FLANGEADAS
Aperto inicial - Visa adaptar as juntas às faces do flange, amoldando-se às imperfeições.
Valores do Aperto Inicial:
- conexões flangeadas com juntas de borracha: na faixa de 25 a 40 bar
- conexões flangeadas com juntas de papelão hidráulico: na faixa de 80 a 120 bar
- conexões flangeadas com juntas metálicas: na faixa de 200 a 400 bar
Aperto Residual - Visa combater o efeito da pressão interna Pi na tubulação tendendo a separar
os flanges.
Valor do aperto residual: na faixa de 1,5 a 2 x Pi.
Aperto Final – Visa compensar os efeitos de dilatação devido aos gradientes térmicos.
Valor do aperto final: ajustado na montagem.
Temperatura ºC
Pr
e
ss
ão
a
dm
iss
ív
e
l
Kg
2
157
5.4.7 Juntas para Flanges
5.4.8 Figura 8 / Válvulas Óculo
São empregadas quando se deseja um bloqueio absoluto na tubulação.
As válvulas óculo tem emprego equivalente aos da figura 8, porém são aplicadas para diâmetro
de rede maiores que 750 mm.
JUNTAS NÃO METÁLICAS
Borracha Natural – usada para água, ar e
condensado até 60 ºC.
Borracha Sintética – usada para óleos até
80 oC.
Materiais Plásticos – usados para fluidos
corrosivos em baixas pressões e
temperatura ambiente.
Papelão Hidráulico - juntas de amianto
comprimido, grafitado e com aglutinante
Existem vários tipos normatizados para
trabalhar em temperaturas até 500oC, e
resistentes a ácidos, álcalis e
hidrocarbonetos.
“FIGURA 8”
158
5.4.9 Juntas de Expansão
Tipo Axial Tipo Universal
1-Flange de chapa ASTM A 36 3-Fole AISI 316 L 5-Isolamento fibra cerâmica
2-Tubo terminal ASTM A 36 4-Luva interna AISI 316 L
Casos em que se justifica o emprego de juntas de expansão:
- no caso do espaço ser insuficiente para um traçado da tubulação com flexibilidade;
- em tubulações retilíneas de diâmetro grande (acima de 20”) ou de material caro;
- em tubulações sujeitas a vibrações de grande amplitude, ou ligadas a equipamentos que não possam
sofrer esforços transmitidos pela tubulação.
Movimento das juntas de expansão
FORÇA DE REAÇÃO DOS FOLES DAS JUNTAS EM FUNÇÃO DA PRESSÃO INTERNA
Esta força pode ser estimada aplicando a expressão F = (d + h)2 x pi x P, (equação 63)
onde:
F → força de reação expresa em kgf
Afole→ área efetiva do foleexpressa em cm2
d → diâmetro interno do fole expressa em cm
h → altura do fole expressa em cm
P → pressão interna expressa em kgf/cm2
Exemplo: considerando uma junta de expansão axial de 20”, com fole de 2066 cm2 de
área, sujeita a pressão interna de 1,5 kgf/cm2, pede-se calcular a força de reação “F”.
Solução F → 1,5 x 2066 = 3099 kgf
Esta força poderá ser anulada caso se substitua a junta axial por uma junta do tipo “axial
auto compensada”.
159
5.5 VÁLVULAS
CONCEITUAÇÃO
As válvulas usadas para bloqueio, retenção, alivio ou controle de fluidos, são fabricadas com um corpo
abrigando um dispositivo de atuação no fluido circulante, e um castelo contendo o mecanismo de atuação
deste dispositivo. Esse castelo pode ser roscado diretamente ao corpo ou preso a ele por porcas de
união ou ainda aparafusado. As extemidades do corpo podem ser flangeadas, roscadas oupar asolda de
encaixe ou de topo.
A atuação das válvulas se faz por comando manual atrvés do uso de volantes ou alavancas, por uso de
força motriz externa por meio de cilindros pneumáticos ou motores elétricos, ou ainda utilizando a força
hidráulica do próprio fluido, como é o caso das válvulas de retenção.
CARACTERIZAÇÃO DAS VÁLVULAS
De bloqueio: a carcterização é feita em função do dispositivo de atuação no fluido:
- válvula Gaveta “disco” que se movimenta segundo o plano do castelo
- válvula Macho “tronco de cone vazado” com eixo de giro segundo a linha de centro do castelo
- válvula Esfera variante da macho onde o tronco de cone foi substituído por esfera vazada
- válvula Globo “cone” que se movimenta segundo o plano do castelo
- válvula Angular variante da globo considerando castelo girado a 45o
- válvula Agulha variante da globo limitada ao diâmetro de 2”
- válvula Borboleta “disco” com eixo de giro segundo a linha de centro do castelo
De retenção: estas válvulas permitem a passagem do fluxo em um só sentido.
Podem ser do tipo: portinhola, bipartida ou de pistão indicado para fluidos pulsantes e redes sujeitas á
vibração.
De alívio: estas válvulas são angulares e usadas em sistemas de fluidos gasosos para alívio de pressão.
São acionadas pela pressão à montante, que ao alcançar um valor ajustado, ultrapassa o valor da força
calibrado por meio de uma mola de ajuste, descarregando o fluxo de gás, proporcionalmente aoaumento
da pressão. A bitola de conexão de entrada do fluido é sempre menor que a de saída e são fabricadas na
faixa de1” x 2” a 8” x 10”. O orifício de passagem do gás a ser descarregado é padronizado segundo a
norma API – RP 526, conforme indicado na página 98.
De segurança: idênticas às vávulas de alívio, porém usadas em sistemas de fluidos líquidos e de vapor.
As válvulas de alívio ou de segurança podem ser instaladas em tubulações ou em vasos de pressão.
De controle: vide página 164.
REFERENCIAIS NORMATIVOS DE MATERIAIS USADOS NA FABRICAÇÃO DE VÁLVULAS
Para o corpo das válvulas
Aço carbono fundido ASTM A 216
Aço carbono forjado ASTM A 105, ASTM A 181
Aço inoxidável AISI 304, AISI 316, AISI 410
Aço laminado SAE 1020
Ferro fundido ASTM A 126
Ferro maleável ASTM A 197
Bronze ASTM B 61
Para o dispositivo de atuação.
Aço inoxidável AISI 304, AISI 316, AISI 410
Bronze ASTM B – 62
160
REFERENCIAIS NORMATIVOS PARA OS DIMENSIONAIS
DAS VÁLVULAS
Estes referenciais normatizam as dimensões construtivas das válvulas, fixam as condições de trabalho e
fixam também as condições dos testes de aceitação, conforme detalhado nas páginas 216 a 220.
Norma ANSI B 16.10 aplicável às válvulas flangeadas do tipo gaveta, globo e retenção em aço carbono,
aço forjado e ferro fundido nas classes de pressão de 150 PSI a 2500 PSI, com diâmetro até 24”.
Norma API – 6D aplicável às válvulas do tipo gaveta, esfera, macho e retenção em aço para oleodutos
nas classes de pressão de 150 PSI a 2500 PSI.
Norma API – 526 aplicável às válvulas de segurança, em aço, flangeadas nas classes de pressão de 150
PSI a 2500 PSI.
Norma API – 594 aplicável às válvulas de retenção do tipo wafer em ferro fundido nas classes de pressão
de 125 PSI a 250 PSI e em aço fundido nas classes de 150 PSI a 2500 PSI.
Norma API – 599 aplicável às válvulas do tipo macho, em aço, flangeadas ou para soldas de topo nas
classes de pressão de 150 PSI a 2500 PSI.
Norma API – 600 aplicável às válvulas do tipo gaveta, em aço, flangeadas ou para soldas de topo nas
classes de pressão de 150 PSI a 2500 PSI.
Norma API – 602 aplicável às válvulas do tipo gaveta, em aço de pequenos diâmetros.
Norma API – 604 aplicável às válvulas do tipo gaveta e macho, em ferro nodular, nas classes de pressão
de 150 PSI a 300 PSI.
Norma API – 609 aplicável às válvulas do tipo borboleta, em ferro fundido, na classe de pressão de 125
PSI e em aço fundido na classe 150 PSI.
Norma API – 598 aplicável às inspeções e testes de conformidade das válvulas.
Norma ISA – RP – 4.1 referente à padronização dimensional das válvulas de controle.
CLASSES DE PRESSÃO DAS VÁLVULAS
As mais usuais no Brasil são 150 PSI, 300 PSI, 400 PSI, 900 PSI, 1500 PSI e 2500 PSI.
RECOMENDAÇÕES PARA COMPRA DE VÁLVULAS
Os seguintes dados deverão ser informados:
- quantidade / diâmetro;
- tipo da válvula;
- arranjo construtivo do castelo, roscado ou não;
- tipo de haste ascendente, com rosa interna ou com rosca externa, ver página 56;
- extremidade flangeada, roscada ou soldada;
- tipo de vedação, da haste e do castelo;
- norma dimensional e norma de material;
- norma de inspeção e teste;
- classe de pressão;
- diâmetro.
161
5.5.1 Recomendações para seleção de válvulas
VÁLVULA DE BLOQUEIO
Faixa de
Tipo de
Válvula
Fl
u
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os
a
qu
e
se
de
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Fl
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Pressão Temperatura Diâmetro
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oc
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Gaveta Líquidos
em geral Não não Todos os valores Não Não
Muito
elevada
dificil
mente Médio Médio
Gaveta
fecho rápido
Líquidos
em geral Não Pode ser Baixa Moderada Pequenos Não Sim Elevada
dificil
mente Baixo Médio
Globo em
“y”
Líquidos
espesso
s ou
sujos e
pastas
Não Pode ser Todos os valores Médios e grandes Não
Geral
mente Média
dificil
mente Médio Médio
Agulha Gases
em geral
Pode
ser
Não Todos os valores Pequenos
e médios
Pode
ser
Sim
Muito
elevada
dificil
mente Alto Pequeno
Borboleta Líquido
ou gases
Pode
ser
Sim Baixa Moderada Todos os
valores sim Sim
Em
geral
não
Muito
baixa Sim Baixo Pequeno
Diafragma Líquido
ou gases Sim Sim Baixa Moderada
Pequenos
e médios Não Não Não Média Sim Alto pequeno
VÁLVULAS DE REGULAGEM MANUAL
Faixa de
Tipo de
Válvula
Fl
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Es
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ço
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do
Globo Não não Todos os valores Pequeno
e médio Sim Não
Muito
elevada
dificil
mente Médio Médio
Globo
angular Não Pode ser Baixa Moderada
Pequeno
e médio Não Não Elevada
dificil
mente Baixo Médio
Globo em
“y” Não Pode ser Todos os valores
Pequeno
e médio Sim Não Média
dificil
mente Médio Médio
Esfera Pode ser Não Todos os valores Pequeno Sim Não D
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de
do
s
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is
Muito
elevada
dificil
mente Alto Pequeno
Borboleta
Lí
qu
id
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se
s
Pode ser Sim Baixa Moderada Todos os
valores Não Sim
Em
geral
não
Muito
baixa Sim Baixo Pequeno
5.5.2 Cálculo da perda de carga em válvulas de regulagem manual
Aplicar a expressão do Technische Strömungslehre, página 120: 2v
2
∆Ρ
ρζ= , (equação 64)
onde:
∆Ρ perda em N/m2
v velocidade em m/s
ρ peso específico em kg/m3, na condição do escoamento
ζ fator de perda, conforme tabela abaixo
Válvula Figura Fator de Perda
ϕ 10º 20º 30º 40º 50º 60º 70º
Borboleta
ζ 0,52 1,54 3,91 10,8 32,6 118 251
ϕ 10º 20º 30º 40º 50º
Esfera
ζ 0,31 1,84 6,15 20,7 95,3
h/d 0,125 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Gaveta
ζ 97,8 35 10 4,6 2,06 0,98 0,44 0,17 0,06 0
162
5.5.3 Dimensionamento de válvulas de alívio instaladas em redes (conforme W. Burger )
PARA VAPOR SATURADO E SOBRE-PRESSÃO DE 10%
Aplicar a equação 46, conforme página 98.
PARA LÍQUIDOS E SOBRE-PRESSÃO DE 10%
Aplicar a expressão A =
l
V
x G / dP − x 16,32, (equação 65)
onde:
área requerida A em pol2;
de vazão
l
V em gpm;
pressão ajuste P: em psi g;
contra-pressão d: em psi g.
gravidade específica G: em lb / pol3
Nota: lembrar que 1,0 litro = 0,26 galão.
PARA GASES, SOBRE-PRESSÃO DE 10% E CONTRA-PRESSÃO < 55%
Aplicar a expressão A = /TGVg ×× 1,175 x C´ x P, (equação 66)
onde:
área requerida A em pol2
vazão Vg em Scfm
gravidade específica; G em lb / pol3
temperatura absoluta T em oR (oF + 460)
constante do gás C´ conforme Tabela 1, página 163
pressão de alívio, P pressão de ajuste + sobre-pressão + 14,7, em psia
5.5.3.1 Dimensionamento de válvulas de alívio instaladas em tanques
Para este caso adotar o procedimento indicado no Item C.3 da norma API-RP520 que define a
área do orifício “A” pela expressão A = 1S1 PAF /× , (equação 67)
onde:
área do orifício A: em pol2
área exposta da superfície do vaso AS: em pe2
pressão do alívio P1: pressão de ajuste + sobre-pressão + 14,7, em psia
Nota: valor mínimo recomendado pela API-RP 520 par o fator F1 = 0,01.
Exemplo numérico considerando:
Vaso: cilíndrico com duas calotas torrisférícas
Diâmetro externo do vaso = eixo maior do tampo: 1,811 m = 5,942 pe
Comprimento do vaso: 6,700 m = 21,981 pe
Pressão de ajuste: 44,0 bar ou 638 psi
Calcular o orifício
área
exposta das calotas: 2,61 x DE2 = 2,61 x 5,9422 = 92,138 pe2
área exposta do cilindro: pi x DE x L =pi x 5,942 x 21,981= 410,426 pe2
área exposta total: 92,138 + 410,126 = 502,264 pe2.
Orifício: 14,763,8638502,2640,01 ++÷× =0,187 pol2 orifício “E”, válvula 1”x 2”.
163
TABELA 1 CONSTANTE C’ PARA VAPORES E GASES
Referência:
dimensionamento e seleção de válvulas de segurança e alívio W.BURGER, página. 11.
GÁS ou VAPOR K C’ M
Acetaldeido 1,14 323 44,05
Ácido Acético 1,15 324 60,05
Acetileno 1,26 334 26,04
Ar 1,40 347 28,97
Amônia 1,31 339 17,03
Argônio 1,67 369 39,94
Benzeno 1,12 321 78,11
Butadieno 1,12 321 54,09
N-Butano 1,09 317 58,12
Isso-Butano 1,11 320 58,12
Dióxido de Carbono 1,29 337 44,01
Dissulfeto de Carbono 1,21 330 76,13
Monóxido de Carbono 1,40 347 28,00
Cloro 1,36 343 70,91
Etano 1,19 326 30,07
Etileno 1,24 332 28,05
Álcool Etílico 1,13 322 46,07
Cloreto Etílico 1,19 328 64,50
Freon II 1,14 323 137,37
Freon 12 1,14 323 120,92
Freon 114 1,09 317 170,93
Hélio 1,66 368 4,00
N-Heptano 1,05 313 100,00
N-Hexano 1,06 314 86,17
Hidrogênio 1,41 348 2,02
Cloreto de Hidrogênio 1,41 348 36,47
Sulfeto de Hidrogênio 1,32 340 34,08
Metano 1,31 339 16,04
Álcool Metílico 1,20 329 32,04
Butano Metílico 1,08 316 72,15
Cloreto Metílico 1,20 329 50,48
Gás Natural 1,27 335 19,00*
Nitrogênio 1,40 347 28,02
N-Octano 1,05 313 114,22
Oxigênio 1,40 347 32,00
N-Pentano 1,07 315 72,15
Fenol 1,30 338 94,00
Propano 1,13 322 44,09
Propileno 1,15 324 42,08
Dióxido Sulfuroso 1,29 337 64,06
Stireno 1,07 315 104,14
Tolueno 1,09 317 92,13
164
5.5.4 Válvulas de Controle
Funcionamento
O controle de pressão pela válvula baseia-se no
equilíbrio entre duas forças atuantes em sentidos
opostos no eixo que sustenta o obturador.
Uma delas é exercida por uma mola calibrada
localmente e que tende a “abrir” a válvula.
A segunda gerada por um fluxo de ar comprimido
ou nitrogênio ou do próprio fluido cuja a pressão se
deseja controlar, atuando sobre um diafragma
flexível solidário ao eixo e que tende a “fechar” a
válvula.
Conforme regulagem da mola ajusta-se a
resultante ideal para o controle desejado.
É importante conhecer as curvas de abertura das
válvulas para se definir o controle desejado; essas
curvas em número de quatro, conforme norma ISA
75.11 estão indicadas no normograma abaixo.:
curva 1 – válvula de gaveta comum
curva 2 – igual percentagem
curva 3 – abertura rápida
curva 4 – linear
A curva 2 não é indicada quando ocorrer no processo
variações abruptas de: vazão e/ou pressão, com
freqüência.
As curvas 3 e 4 são indicadas para situações
processuais não atendidas pela curva 2.
Notas:
1 – O projeto de instalção da válvula deverá ser feito, conforme figura 9 na página 96.
2 – A conformidade destas válvulas deverá ser verificada segundo as normas:
- nível de ruído da válvula, Normas ISA 75.17 e IEC-60534-8-4;
- classe de vedação da válvula Norma ANSI / FCI 70-2;
- dimensional da válvula Norma ISA – RP 4.1;
- capacidade da válvula Norma ISA S75 – 01.
165
DIMENSIONAMENTO VÁLVULAS DE CONTROLE CONFORME NORMA ISA 75.01
Para o dimensionamento das válvulas de controle deverá ser calculado o coeficiente de vazão
CV, definido como a vazão em m3/s que cria uma perda de carga de 1 bar atravessando a válvula
totalmente aberta.
Para válvulas operando com fluidos líquidos, o CV é calculado em função do ∆Ρ na válvula.
Se ∆P for menor que Cf2 x ∆PS CV = 1,16 x q x PGf ∆÷ (equação 68)
Se ∆P for maior ou igual que Cf2 x ∆PS CV = (1,16 x q ÷ Cf) x ∆ΡGf ÷ (equação 68a)
∆Ρs = Ρ1 -
−
c
v
Ρ
Ρ0,280,96 x Pv (equação 69)
onde:
Cf →fator de fluxo crítico conforme tabela 2, página 166
∆Ρ→perda de pressão (Ρ1-Ρ2) em bar
Ρ1→pressão à montante da válvula em bar absoluto
Ρ2→pressão à jusante da válvula em bar absoluto
Ρc→pressão crítica em bar absoluto, conforme tabela 3, página 166
Ρv →pressão de vapor do líquido na temperatura em bar absoluto, conforme tabela 5, pág. 132
Gf→gravidade específica do líquido na temperatura do escoamento
q →vazão do liquido em m3/h
CV para válvulas operando com fluidos gasosos
se 1
2
f ΡC,5 ××<∆Ρ 0 →→→→ CV= ( )21 Ρ+Ρ∆Ρ
×
×
TG
295
Q
(equação 68b)
se 1
2
f ΡC,5 ××≥∆Ρ 0 →→→→ CV=
1f ΡC257
TGQ
××
××
(equação 68c)
onde:
Cf → fator de fluxo crítico, conforme tabela 2, página 166
G→ gravidade específica do gás
Ρ1→ pressão à jusante da válvula em bar absoluto
Ρ2→ pressão à montante da válvula em bar absoluto
∆Ρ→ perda de pressão (Ρ1-Ρ2) em bar
Q→ vazão do gás em Nm3/h
T→ temperatura do fluxo em K (273 + oC)
166
TABELA 2 FATOR DE FLUXO CRÍTICO NA ABERTURA TOTAL
Tipo de
Válvula
Tamanho do
Obturador Fluxo C f KC
C f r
d / D > 1,5 X T
A
→
Para abrir
Para fechar
←
0,85
0,90
0,58
0,65
0,81
0,86
0,61
0,68
Série
2000
B
→
Para abrir
Para fechar
←
0,80
0,90
0,52
0,65
0,80
0,90
0,54
0,68
A
→
Para abrir
Para fechar
←
0,68
0,85
0,35
0,60
0,65
0,80
0,39
0,61
Válvula
Camflex
B
→
Para abrir
Para fechar
←
0,70
0,88
0,39
0,62
0,70
0,87
0,41
0,65
A Sede dupla em V 0,90 0,98
0,70
0,80
0,86
0,94
0,68
0,81 Série
1000
B Sede dupla em V 0,80 0,95
0,31
0,73
0,80
0,94
0,54
0,76
A
←
Para Fechar
Para abrir
→
0,80
0,75
0,51
0,46
0,77
0,72
0,54
0,47
Globo
B
←
Para Fechar
Para abrir
→
0,80
0,90
0,52
0,65
0,80
0,89
0,54
0,68
REFERÊNCIA: Masoneilan Handbook for Control Valve Sizing Página 7.
TABELA 3 CONSTANTES TERMODINÂMICAS CRÍTICAS E DENSIDADE
Pressão Crítica Pc Temperatura Crítica - Tc Elemento ou Composto
psi a bar a oF oC
Densidade
Ib/ft3 60 oF
Acetileno C2H2 911 62,9 97 36 0.069
Ar, O2 +N2 547 37,8 -222 -141 0,0764
Amônia, NH3 1638 113,0 270 132 0,045
Argônio, A 705 48,6 -188 -122 0,105
Benzeno, C6H6 701 48,4 552 289 54,6
Butano, C4H10 529 36,5 307 153 0,154
Dióxido de Carbono, CO2 1072 74,0 88 31 0,117
Monóxido de Carbono, CO 514 35,5 -218 -139 0,074
Tetracloreto de carbono 661 45,6 541 283 99,5
Cloro, CI2 1118 77,0 291 144 0,190
Etano, C2H6 717 49,5 90 32 0,080
Etileno, CH2 - CH2 742 51,2 50 10 0,074
Eter Etil, C2H5- O-C2H5 522 36 383 195 44,9
Flúor, F2 367 25,3 -*247 -155 0,097
Helio, He 33.2 2,29 -450 -268 0,011
Heptano, C7H16 394 27,2 513 267 42,6
Hidrogênio, H2 188 13,0 -400 -240 0,005
Isob, CH3) 2 CH-CH3 544 37,5 273 134 0,154
Metano, CH4 673 46,4 -117 -83 0,042
Nitrogênio, N2 492 34,0 -233 -147 0,074
Oxigênio, O2 739 50,4 -182 -119 0,084
Propano, C3H8 617 42,6 207 97 0,117
Água, H2O 3206 221,0 705 374 62,34
167
EXEMPLO NUMÉRICO - CÁLCULO DO CV DE VÁLVULAS CONTROLADORAS DE PRESSÃO
Considerando:
fluido oxigênio
vazão 96.000 Nm3 / h
pressão de entrada 18,35 bar absoluto
pressão de saída 16,07 bar absoluto
∆Ρ( P1 - P2) 2,28 bar
temperatura 40 oC = 313 oK
gravidade específica 1,105
obturador tipo “A” - série 1000
Calcular o CV
da válvula
Verificação do fluxo: 0,5x 2fC x P1= 0,5x0,92x18,35=7,43. Como ∆Ρ=2,28<7,43, o fluxo é subcrítico.
Cálculo do CV:
( ) 683,16,0718,352,28
1,105313
295
96.000
=
+×
×
×
Verificação do CVi, instalado:
Esta verificação é feita aplicando-se a expressão pi FCVCV ×= (equação 70)
onde:
CVi coeficiente de vazão
de válvula instalada
Fp = [( K1 + K2) x (Cd2 / 890) + 1]-0,5 fator de correção devido às reduções
Cd = CV ÷ d2 Cd: capacidade unitária da válvula
d: diâmetro da válvula em polegadas
K1=0,5 x [1- (d /Di)2]2 coeficiente de resistência devido a redução de entrada
K2=1,0 x [1- (d /Di)2]2 coeficiente de resistência devido a redução de saída
Di diâmetro interno do tubo em polegada
Exemplo numérico
Uma válvula de controle de diâmetro 10” com CV 581 instalada em rede de 16” e outra de
diâmetro 4” com CV 195 instalada em rede de 8”, podem substituir uma válvula de 12” om CV
683, instalada em rede de16”?
1a. verificação:
Quanto ao CV = 581 + 195= 776>683 OK.
2a. verificação:
Quanto à instalação da válvula de 10”
Cd: 581 ÷ 102= 5,81
K1: 0,5 x [1- (10 /16)2]2= 0,186
K2: 1,0 x [1- (10 /16)2]2= 0,371
Fp: [( 0,186 + 0,371) x (5,812 / 890) + 1]-0,5= 0,989
CVi : CV x Fp = 581 x 0,989 = 574,9
Quanto à instalação da válvula de 4”
Cd: 195 ÷ 42 = 12,19
K1: 0,5 x [1- (4 /8)2]2= 0,281
K2: 1,0 x [1- (4 /8)2]2= 0,563
Fp: [( 0,281 + 0,563) x (12,192 / 890) + 1]-0,5 0,936
CVi : CV x Fp = 195 x 0,936 = 182,5
Conclusão: como 574,9 + 182,5=757>683 OK.
168
5.5.5 Válvulas Especiais - Tipo Selo d’Água
Aplicáveis em tubulações de gases de diâmetros iguais ou maiores que 500 mm, figura 4.
Figura 4 – Selo d´Água
Tabela Dimensional do Selo d’Água para pressões até 1500 mm de coluna d’água.
Diâmetro
Nominal do
Tubo
Principal
Diâmetro
Externo
(mm)
Espessura
“e”
(mm)
R
(mm)
L
(mm)
A
(mm)
B
(mm)
E
(mm)
d1
(pol)
d2
(pol)
500 508,0 6 750 2.300 2.194 1.147 400 2 3
600 609,6 6 900 2.400 2.425 1.209 500 3 4
700 711,2 6 700 2.500 2.252 1.065 550 3 4
800 812,8 6 800 2.600 2.425 1.094 600 3 4
900 914,4 6 900 2.700 2.598 1.122 650 3 4
1.000 1.016,0 6 1.000 2.800 2.771 1.150 750 4 6
1.200 1.220,0 6 1.200 3.000 3.118 1.207 850 4 6
1.400 1.420,0 6 1.400 3.200 3.464 1.265 950 4 6
1.500 1.524,0 6 1.500 3.300 3.637 1.292 1.000 4 6
1.600 1.620,0 6 1.600 3.400 3.811 1.3.22 1.050 4 6
1.800 1.828,8 6 1.800 3.600 4.157 1.378 1.150 4 6
2.000 2.032,0 6 2.000 3.800 4.503 1.434 1.350 6 8
2.200 2.235,2 6 2.200 4.000 4.850 1.491 1.450 6 8
2.400 2.438,4 6 2.400 4.200 5.196 1.548 1.550 6 8
2.600 2.620,0 8 2.600 4.400 5.543 1.611 1.650 6 8
2.800 2.820,0 8 2.800 4.600 5.889 1.669 1.750 6 8
3.000 3.020,0 8 3.000 4.800 6.235 1.726 1.900 8 10
3.200 3.220,0 8 3.200 5.000 6.582 1.784 2.000 8 10
3.400 3.420,0 8 3.400 5.200 6.928 1.842 2.100 8 10
3.600 3.620,0 8 3.600 5.400 7.275 1.900 2.200 8 10
3.800 3.820,0 8 3.800 5.600 7.621 1.958 2.300 8 10
4.000 4.020,0 8 4.000 5.800 7.967 2.015 2.400 8 10
Nota: estas dimensões são básicas e apenas referenciais para o projeto do selo.
169
VÁLVULA ESPECIAIS PARA POLPAS
- válvula tipo diafragma: nesta válvula o bloqueio do fluido é processado através de um diafragma
flexível que é apertado contra a sede por meio de mecanismo externo resultando na compressão
do fluido e conseqüente paralização do fluxo.
- válvula tipo mangote: é uma variante da válvula diafragma tendo como mecanismo de atuação
um fluxo de ar comprimido gerando uma compressão circunferencial de fora para dentro do
mangote e consequentemente paralizando o fluxo.
VÁLVULA ESPECIAIS PARA ADMISSÃO E EXPULSÃO DE AR
São chamadas ventosas, de simples ou de duplo efeito. As de simples efeito são previstas para
liberação de fluxos de ar e as de duplo efeito para liberação e admissão de ar.
São providas de duas esferas de tamanhos distintos; a maior posicionada em uma câmara
provida de grande abertura e comprimida contra ela; a menor em uma segunda câmara provida
de um orifício. Esta esfera está levemente encostada neste orifício. Na hipótese de esvaziamento
da rede cria-se uma depressão e ambas as esferas são deslocadas de sua posição de repouso
permitindo a entrada de ar. Caso contrário durante o enchimento cria-se uma sobrepressão
provocando o retorno dessas esferas às suas posições originais, permitindo nesse deslocamento
a saída de ar até que o fluxo de água atinja o corpo da válvula quando então, cessa o movimento.
5.5.6 Atuadores / Posicionadores de Válvulas Remoto Operadas
Como já citado os atuadores das válvulas remoto operadas podem ser cilindros pneumáticos ou
motores elétricos, ambos atuando nas válvulas por meio de posicionadores engrenados ou não,
previstos para processar movimentos rotativos de até 90º ou retilíneos correspondentes ao curso
total entre as posições de abertura total e fechamento pleno. Isto resulta nas posições
operacionais de válvula aberta, válvula fechada ou regulação contínua.
DADOS PARA ESPECIFICAÇÃO DOS POSICIONADORES
Conforme o tipo do atuador os seguintes dados são necessários, quando aplicáveis:
- tipo da válvula;
- torque máximo;
- tempo de fechamento / abertura;
- curso total entre as posições aberta e fechada;
- velocidade de operação;
- número de operações por hora / por dia;
- indicador de posição;
- tensão de comando;
- classe de proteção do motor;
- resistência de aquecimento contra condensação;
- pressão de ar comprimido;
- diâmetro das conexões de ar comprimido;
- conjunto lub-re-fil.
170
5.6 PURGADORES
PURGADORES MECÂNICOS
São do tipo “de bóia” e de “panela invertida” e operam por diferença de densidade.
PURGADOR DE BÓIA
Descrição funcional
O volume do liquido acumulado força um movimento ascendente da bóia; atingido o nível de
descarga; a saída é liberada, e o volume do liquido condensado é lançado ao exterior.
Aplicação: para descargas de vapor nas saídas de trocadores de calor.
PURGADOR DE PANELA INVERTIDA
Descrição funcional:
O vapor é dirigido à “panela invertida”, expulsando o volume de água nela contida, fazendo-a
flutuar e fechando a válvula de saída. A continuidade do fluxo de vapor provoca por sua
condensação o enchimento da panela, abrindo a válvula e liberando o fluxo decondensado.
Aplicação: drenagem de tubulações de vapor para quaisquer valores de pressão e temperatura.
Ressalvas quanto ao uso destes purgadores:
- para entrar em operação o purgador precisa estar cheio de água, escorvado;
- a eliminação do ar é moderada e só ocorre se a saída de condensado não for contínua.
171
PURGADORES TERMOSTÁTICOS
São do tipo de “expansão metálica” e “de fole” e operam por diferença de temperatura.
PURGADOR DE EXPANSÃO METÁLICA
Descrição funcional
Funcionam pela diferença de temperatura que existe na mesma pressão, entre o vapor e o
condensado.
Aplicação: eliminação de ar e outros gases incondensáveis nas linhas de vapor de grande
diâmetros.
PURGADOR TERMOSTÁTICO DE FOLE
Aplicação: utilizado em baixas pressões até 3,5 MPa, e
principalmente quando existe grande volume de ar a
eliminar.
Ressalvas
- não servem para operar com vapor superaquecido;
- a descarga do condensado é intermitente e demorada;
- a perda de vapor é grande.
172
PURGADORES TERMODINÂMICOS
Descrição funcional
O fluxo de vapor chegando ao purgador, no primeiro momento levanta o disco e é liberado para o
exterior. A seguir este fluxo provoca na parte inferior do disco baixa pressão, segundo Bernouilli
causando o fechamento. Esta condição permanecerá até que o vapor se condense por
resfriamento, quando então o fluxo de condensado será liberado.
Aplicação: drenagens de linhas de vapor e linhas de aquecimento desde que a quantidade de
condensado não seja muito grande.
Ressalva
- não deve ser usado quando a contrapressão do condensado ultrapassar 50% da pressão do
vapor.
5.6.1 Fatores de Seleção e de Dimensionamento dos Purgadores de Vapor
- pressão e temperatura do vapor na entrada do purgador;
- tipo de descarga do condensado aberta ou fechada, pressão e temperatura do condensado,
quando o sistema for fechado;
- quantidade de condensado a ser eliminado;
- perda admitida de vapor vivo;
- possibilidade de golpes de ariete na tubulação.
Notas:
- para determinação da pressão do vapor na entrada do purgador deve-se considerar as perdas
de cargas existentes a montante do purgador. O mesmo cuidado deve-se ter na determinação
da pressão do condensado nos sistemas fechados.
- se as condições de pressão do vapor ou do condensado forem variáveis, o purgador deverá ser
selecionado para a mínima pressão de vapor e para a máxima pressão do condensado.
- para determinação da vazão de condensado, ver página 94.
Purgador aberto
Descarga de condensado
Purgador fechadondo
Chegada de vapor
173
5.6.2 Comparativo entre os Tipos de Purgadores
Tipo
Pressão
máxima do
vapor
kgf/cm2
Capacidade
máxima
kg/h
Permite
descarga
continua
Eliminação
do ar
Resistência a
golpes de
aríete
Perda de
vapor
Necessidade
de
manutenção
Bóia 35 50.000 Sim Pode ser Não Pouca Regular
Panela invertida 180 15.000 Não Sim Sim Pouca Bastante
Expansão metálica 50 4.000 Pode ser Sim Sim Bastante Regular
Termodinâmico 100 3.000 Não Sim Sim Regular Quase
nenhuma
Nota: para qualquer purgador a capacidade de eliminação de condensado é sempre função
da pressão diferencial através do purgador e da temperatura do condensado.
5.6.3 Aplicações de Purgadores
Serviço Condições de trabalho Tipos
recomendados Coeficiente de segurança
Alta pressão
> 2Mpa B 2
Média pressão = 2
Mpa B – C 2 Vapor saturado
Baixa pressão
< 0,2 Mpa C – B 3
Alta pressão
> 2Mpa B – C 2
Média pressão
= 2 Mpa C – B 2
Drenagem de
tubulação de vapor
com retorno de
condensado
Vapor
superaquecido
Baixa pressão
< 0,2 Mpa C – B 3
Pressões ≤ 0,1 MPa C 2 Drenagem de
tubulação de vapor
com descarga
aberta
Vapor
superaquecido ou
saturado Pressões > 0,1 Mpa D 3
Aquecimento de
tubulações - - D 2
Vazão constante A – B 2 Altas vazões
≥ 4.000 kg / h Vazão variável A – B 4
Vazão constante A – B 2
Serpentinas de
tanques
Médias e baixas
vazões < 4000 kg / h Vazão variável C – A 4
Legendas referenciais par aseleção dos purgadores
- purgador de bóia A
- purgador de panela invertida B
- purgador termostático C
- purgador termodinâmico D
174
5.7 SUPORTES DE TUBULAÇÃO
CLASSIFICAÇÃO DOS SUPORTES QUANTO À LIMITAÇÃO DOS MOVIMENTOS
Suportes Guia - dispositivos que permitem movimento em apenas uma direção.
Suportes de ancoragem - dispositivos que impedem movimentos em quaisquer direções.
175
CLASSIFICAÇÃO QUANTO À SUSTENTAÇÃO DAS CARGAS
Suportes de mola com carga fixa – dispositivos que permitem movimento vertical através da ação
de alavancas. A capacidade do suporte é constante.
Suportes de mola com carga variável – dispositivos em que a força de compressão da mola
aumenta à medida que aumenta o deslocamento, o que acarreta alteraçãoes no caregamento de
suportes vizinhos. Esta alteração deve ser limitada conforme discutido na análise funcional que se
segue.
Figura 5 - Suporte de Mola com Carga Variável
APLICAÇÕES:
- grandes deslocamentos ≥ 150 mm;
- quando a carga suportada for muito grande;
- quando a colocação de um suporte de carga
variável resultar em variação de carga
superior a 12%, conforme indicado na
análise funcional.
176
ANÁLISE FUNCIONAL DE UM SUPORTE DE MOLA
Os suportes de mola são especificados pela relação entre a
carga suportada e a deformação causada na mola, chamada de
“Constante de Mola”.
Suponhamos uma mola enrolada no diâmetro de 103mm,
fabricada com um arame de aço de 1/2”, com comprimento livre
de 407mm e quando totalmente comprimida (comprimento sólido)
186mm.
Considerando que para esta compressão foi necessária a
aplicação de uma força de 466 kg, a constante de mola será
466 ÷ (40,7 – 18,6) = 21,1 kgf/cm.
Suponhamos uma tubulação pesando 185kg apoiada nesta mola.
A compressão a que a mola ficará submetia será
185 ÷ 21,1 = 8,8 cm e o comprimento da mola passará a ser
40,7 – 8,8 = 31,9 cm.
Em função deste “encurtamento” esta mola antes de ser instalada,
deverá ser pré-comprimida por meio de calços até o comprimento
31,9 cm. Estes calços só poderão ser removidos quando o suporte
de mola estiver instalado.
Admitindo-se que esta tubulação pesando 185 kg, quando for
aquecida se desloque verticalmente 1,5cm.
Esta ocorrência irá aliviar a carga atuante na mola em
1,5 x 21,1 = 31,6 kg.
Esta carga será então transmitida aos suportes vizinhos, e o
esforço na mola passará a ser
185 – 31,6 = 153,4 kg.
A carga de 31,6 kg, transmitida aos apoios vizinhos, define um
percentual de 17% maior que os 12% permitido. Torna-se
necessário aumentar a pré-compressão a frio a fim de que o limite
de 12% não seja ultrapassado. Assumindo uma compressão de 9,4
cm o esforço conseqüente será :
9,4 x 21,1 = 198,34 kg.
Obviamente na condição a frio a mola estará suspendendo a
tubulação. Porém a quente o esforço na mola será:
198 – 31,6 = 166,74 kg
A diferença 185 – 166,74 = 18,26 kg continuará sendo transmitida
aos suportes vizinhos, porém o percentual será apenas de 10%.
177
5.8 DIMENSIONAMENTO DE TUBULAÇÕES
CÁLCULO DE DIÂMETROS
REDES CONDUTORAS DE FLUIDOS LÍQUIDOS
Aplicar a equação 8, página 57. onde:
REDES CONDUTORAS DE FLUIDOS GASOSOS
Neste caso, aplica-se a mesma expressão para fluidos líquidos, equação 8 porém a vazão deverá ser
previamente corrigida para as condições de pressão e temperatura do escoamento, aplicando a
expressão:
P x V /T = Pn x Vn / Tn, (equação 71)
onde:
P: pressão de escoamento absoluta em kgf / cm2
Pn: pressão normal em kgf / cm2
V: vazão escoada em m3 / s
Vn: vazão normal em Nm3 / s
T: temperatura de escoamento em K
Tn: temperatura normal em K
VELOCIDADES DE ESCOAMENTO RECOMENDADAS
No cálculo dos diâmetros a velocidade, função do fluido escoado deve seguir os referenciais:
Fluido em escoamento Velocidade recomendada
água em instalações industriais 2,0 a 3,0 m / s
água em alimentação de caldeiras 4,0 a 8,0 m / s
água salgada 1,5 m / s máximo
ar comprimido 15 a 20 m / s
acido sulfúrico 1,0 a 1,2 m / s
acetileno 20 a 25 m / s
cloro líquido 1,5 a 2,0 m / s
cloro gasoso 15 a 20 m / s
tetra-cloreto de carbono 2,0 m / s
hidrocarbonetos líquidos em sucção de bombas 1,0 a 2,0 m / s
hidrocarbonetos líquidos em recalque de bombas 1,5 a 2,5 m / s
hidrocarbonetos gasosos 25 a 30 m / s
oxigênio gasoso 15 a 20 m /s
soda cáustica com concentração de 0 a 30% 2,0 m / s
soda cáustica com concentração de 30 a 50% 1,5 m / s
soda cáustica com concentração de 50 a 75% 1,2 m / s
vapor saturado até 2 kg / cm2 saturado 20 a 40 m / s
vapor na faixa de pressão de10 a 20 kg / cm2
40 a 80 m / s
vapor com pressão superior a 20 kg / cm2 60 a 100 m / s
178
EXEMPLO NUMÉRICO PARA O CÁLCULO DE DIÂMETROS DE TUBULAÇÕES DE LÍQUIDOS
Considerando:
fluido água potável
vazão: 500 l / min (0,0083 m3 / s)
velocidade: 2,0 m / s
Calcular o diâmetro
dn = "2,862,54
100
2,0
0,00834
=×
×
×
pi
diâmetro comercial adotado 2 ½” com di = 59,2 mm
Correção da velocidade: =→
×
×
v
0,0592pi
0,00834
2 3,03 m / s
Como o valor calculado 3,03 m/s ultrapassa os 3,00 m/s sugerido como teto superior. o diâmetro
comercial adotado deverá ser reconsiderado para 3” com di= 77,9 mm.
EXEMPLO NUMÉRICO PAR AO CÁLCULO DE DIÂMETROS DE TUBULAÇÕES DE GASES
Considerando:
fluido Oxigênio
pressão do escoamento 7,00 kgf / cm2
temperatura de escoamento 30 ºC
vazão 10000 Nm3 / h
temperatura normal 20 ºC
pressão barométrica local 1,00 kgf / cm2
pressão normal 1,03 kgf / cm2
velocidade 15,0 m / s
Calcular o diâmetro
Correção da vazão ( ) 1326,4
30273
1,007,00
20273
100001,03
→
+
×+
=
+
× V
m3 / h
Cálculo do diâmetro:
dn : 6,96"2,54
100
360015
1326,44
=×
××
×
pi
diâmetro comercial adotado 6” com di = 154,2 mm
Correção da velocidade: =→
××
×
v
36000,1542pi
1326,44
2 19,78 m/s
Como o valor 19,78 m/s é inferior aos 20 m/s sugerido como teto superior, o diâmetro comercial adotado
de 6” fica aceito.
179
CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDE DOS TUBOS
A espessura será calculada conforme norma referencial ANSI / ASME B 31, aplicando a equação
21 citada na página 57.
Nesta equação os valores do coeficiente de eficiência de solda E deverão ser escolhidos conforme
abaixo:
E=1,00 - para tubos sem costura e com costura por solda de topo, totalmente radiografada.
E=0,90 - para tubos com costura por solda de topo, radiografia parcial.
E=0,85 - idem, sem radiografa, solda pelos dois lados.
E=0,80 - idem, idem, solda por um só lado.
Da mesma forma nesta equação os valores do coeficiente de redução Y, de acordo com o material e
temperatura, deverão ser escolhidos conforme abaixo.
Y=0,40 - para tubos de aço carbono e aços ferríticos, em temperaturas até 485 ºC.
Y=0,00 - para tubos de ferro fundido.
Os valores da sobre-espessura de corrosão C deverão ser
- 1,2 mm: valor mínimo para a sobre espessura de corrosão
- 2,0 mm: valor recomendado para tubos em serviços de média corrosão
Convém relembrar que a equação 21 não poderá ser aplicada quando a expessura calculada ultrapassar
o valor do diâmetro externo do tubo dividido por 6 ou quando a pressão interna do projeto dividida pela
tensão admissível da temperatura for maior que 0,385.
EXEMPLO NUMÉRICO PARA O CÁLCULO DE ESPESSURAS DE PAREDE DE TUBOS
Considerando:
diâmetro nominal do tubo 8”
diâmetro externo do tubo 21,9 cm
material ASTM A 106 Gr. A
tensão admissível 1125 kgf / cm2
pressão interna de projeto 56 kgf / cm2
coeficiente “E” 1,0
coeficiente “Y” 0,4
sobre-espessura “C” 0,12 cm
Calcular a espessura da parede
t: ( )[ ] 0,6540,120,451112521,9/256 =+×+×× 6 cm. Considerando a tolerância de fabricação de
12,5% a espessura “ t “ mínima será:0,654 x 1,125 cm = 0,735 cm.
Verificações
- como D/6 = 21,9 / 6=3,65 cm, tem-se:0,735 < 3,65
- como P/Sh (21/1125= 0,005, tem-se 0,005< 0,385
- a espessura calculada pode ser assumida. Está CONFORME.
180
CÁLCULO DA PERDA DE CARGA
SEQÜÊNCIA DE CÁLCULO SUGERIDA PARA REDES CONDUTORAS DE FLUIDOS LÍQUIDOS
- determinar o limite inicial e o limite final do trecho
- definir o comprimento do trecho
- definir a velocidade de escoamento
- definir o diâmetro interno
- definir a viscosidade cinemática do fluido na temperatura.
- calcular o número de Reynolds.
- calcular a rugosidade relativa.
- calcular o fator de fricção.
- definir o comprimento equivalente.
- calcular a perda de carga no trecho.
Cálculo do Número de Reynolds aplicar a equação 22, Re = γ× /dv i .
Cálculo da rugosidade relativa aplicar a expressão
E = E q / id , (equação 72)
onde:
Eq: rugosidade equivalente em mm, ver página 58
id : diâmetro interno em mm
E: rugosidade relativa
Cálculo do Fator de Fricção aplicar a equação 23, 2f1/ −= log ( ) ( ){ } fR / 2,513,7d/ E eiq ×+×
Cálculo da Perda de Carga no trecho aplicar a equação 24 ×××=∆Ρ
2g
V
d
Lf
2
i
ρ ,
Resalvas
O cálculo que define a perda de carga considera que:
- o escoamento se processe em regime permanente;
- o fluido seja homogêneo;
- a seção transversal da tubulação seja constante e perfeitamente circular.
- as perdas de cargas nas conexões e nos acessórios sejam fornecidas em comprimentos equivalentes
de tubo reto no mesmo diâmetro
- no caso do diâmetro da tubulação ser maior que 14”, a perda de carga nas conexões e nos
acessórios será definida em função da constante do acessório.
Notas:
- paraos valores da rugosidade relativa E, ver página 58.
- par aos valores da constante K, ver página 59.
- para os valores dos comprimentos equivalentes, ver página 59.
181
SEQÜÊNCIA DE CÁLCULO SUGERIDA PARA REDES CONDUTORAS DE FLUIDOS
GASOSOS
- determinar o limite inicial e o limite final do trecho;
- definir o comprimento do trecho;
- definir o desnível geométrico;
- definir a velocidade de escoamento;
- definir o diâmetro interno;
- obter o fator de compressibilidade do gás;
- calcular o peso específico do gás nas condições do projeto;
- definir o peso específico do ar atmosférico nas condições locais;
- calcular o número de Reynolds;
- definir a rugosidade relativa;
- calcular o fator de fricção;
- definir os comprimentos equivalentes;
- calcular a pressão residual;
- calcular a perda de carga.
Corrigir o peso específico do gás, aplicando a equação 11
TPZ
TP
N
NN
gas
××
××
=
ρρ
Cálculo da pressão residual do gás.
Aplicar a expressão: ( )
argasgas ρρρ −+××=
−
H
2g
v
d
Lf
P
PP 2
ii
2
r
2
i
, (equação 73 )
onde:
arρ : peso específico do ar na condição local em kgf/ m3
gasρ : peso específico do gás na condição do escoamento em kgf/ m3
H: desnível geométrico em m
Pi: pressão absoluta inicial em kgf / m2
Pr: pressão absoluta residual em kgf / m2
L: comprimento da tubulação em m
di: diâmetro interno do tubo em m
v: velocidade de escoamento em m/s
f: fator de fricção
Cálculo da perda de carga
Aplicar a expressão ∆Ρ = Pi – Pr em kgf / cm2 (equação 74)
Observações:
1 – Lembrar que no caso de escoamento de fluidos gasosos as propriedades termodinâmicas do
gás variam em função da pressão e da temperatura.
Isto cria um problema para o cálculo da perda de carga. Para respeitar essa propriedade dos
gases e ao mesmo tempo viabilizar o cálculo, assume-se como “constante” estas proprieddades
na faixa de variação de pressão de até 0,30 kgf/cm2.
Assim toda vez que a perda de carga calculada ultrapassar esse limite, refaça o cálculo “dividindo
o trecho” em módulos de ∆Ρ equivalentes a 0,30 kgf/cm2.
2 – Sobre a viscosidade, lembrar que:
µ = viscosidade dinâmica ou absoluta expressa em kg/m x s
ν = viscosidade cinemática expressa em m2 / s
182
EXEMPLO NUMÉRICO PARA O CÁLCULO DA PERDA DE CARGA EM REDES DE LÍQUIDO
Considerando:
- comprimento da tubulação 50m
- comprimento da tubulação 50m
- viscosidade dinâmica 1,007 x 10 –6 m2 / s
- rugosidade equivalente 0,36mm
- diâmetro nominal 14”
- diâmetro interno 0,3334m
- schedule 40
- conexões
2 tee de passagem
- válvula 01 válvula gaveta aberta
- velocidade de escoamento 2,43 m / s
- peso específico do fluido 1000 kgf / m3
Calcular a perda de carga
Cálculo do Reynolds: 2,43 x 0,3334 / 1,007 x 10-6 = 8,05 x 105
Cálculo da rugosidade relativa: 0,36 / 333,4 = 0,0010
Cálculo do fator de fricção: 2f1/ −= LOG
××
+
f108,05
2,51
3,7
0,0010
5
= 0,02
Cálculo do comprimento equivalente, conforme tabela página 59.
- para a conexão tee de passagem, diâmetro 14”, o comprimento equivalente é de 7,3m.
- para a válvula gaveta, aberta, diâmetro 14 ”, o comprimento equivalente é de 2,4m.
Logo, o comprimento equivalente total será: =+× 2,427,3 17 m.
Cálculo da perda de carga
∆P: 1209,61000
9,812
2,43
0,3334
17500,02
2
=×
×
×
+
× kgf /m2 ou 1,2096 mca
Nota: o fator de fricção poderá também ser obtido através do Ábaco de Moody, indicado na
página 58 procedendo conforme indicado.
183
EXEMPLO NUMÉRICO PARA O CÁLCULO DA PERDA DE CARGA EM REDES DE GÁS
Considerando:
- fluido oxigênio
- vazão 100.000 Nm3 / h
- pressão de projeto 18,0 kgf / cm2 manométrico
- temperatura de escoamento 40 ºC
- viscosidade dinâmica do oxigênio 2,16 x 10 –6 m2 / s
- fator de compressibilidade 1,05
- peso especifico do oxigênio 1,429 kg / Nm3
- comprimento do trecho entre a e b 400m
- diâmetro interno da rede 381mm
- desnível geométrico entre a e b 40m
- aceleração da gravidade 9,81 m / s2
- material da tubulação ASTM A 106 Gr B
- pressão barométrica local 1,036 kgf /cm2
-rugosidade equivalente 0,40 mm
- peso específico do ar 1,243 kg / N m3
- temperatura de bulbo seco do ar 20 ºC
- velocidade de escoamento 15,1 m / s
- singularidade no trecho trecho retilíneo
Calcular a perda de carga
Correção do peso específico ( ) ( )( )402731,0361,05
202731,036181,429
+××
+×+×
= 23,40kgf / m3
Cálculo do Reynolds: /2,161020,38115,1 6××× 40,3 = 6,23 x 107
Cálculo da rugosidade relativa: 0,40 / 381 = 0,0010
Cálculo do fator de fricção:
×
+−=
f106,23
2,51
3,7
0,00102logf
7 x
/1 = 0,0198
Cálculo da pressão residual:
( ) 2r
22
r
2
m / kgf 189795,23P 1,2434032 40,4032
9,812
15,1
0,381
4000,0198
190360
Ρ190360
=∴−+×
×
××=
−
,
Pressão residual 189795,23 kgf / m2 = 18, 97 kgf / cm2
Pressão residual manométrica 18,97-1,036 = 17,934 kgf / cm2g
Cálculo da perda de carga 18,00 - 17,934 = 0,066 kgf / cm2
184
5.9 CARGAS ATUANTES SOBRE AS TUBULAÇÕES
No ponto de vista estrutural cada trecho das tubulações deverá ser analisado como vigas
submetidas a vários carregamentos, a saber:
CARGAS PREDOMINANTES
Aquelas que decorem de:
- pressões internas ou externas às quais a tubulação está submetida;
- peso do tubo, do fluido, dos acessórios e dos materiais isolantes, quando aplicável;
- dilatações térmicas devido às variações de temperatura.
CARGAS DIVERSAS
Aquelas que tem origem em:
- sobrecargas evetuais;
- movimentos nos pontos extremos do trecho analisado;
- atrito nos suportes;
- reações hidráulicas decorrentes da movimentação dos fluidos nas conexões;
- reações de juntas de expansão;
- tensões decorrentes da montagem;
- desnivelamento entre suportes;
- desnivelamento entre flanges de vasos ou equipamentos e os flanges nas tubulações.
PROCEDIMENTOS SUGERIDOS PARA ATENUAÇÃO DAS CARGAS
- adotar vãos adequados entre os suportes, conforme definido no item 5.10;
- posicionar as cargas concentradas próximas dos suportes;
- limitar as sobrecargas;
- colocar os tubos enterrados na profundidade apropriada;
- garantir a flexibilidade das tubulações, conforme página 191;
- colocar guias;
- diminuir o atrito nos suportes;
- executar a montagem, observando as tolerâncias indicadas na página 222.
Observações:
Nas tubulações projetadas com diâmetros até 30” prevalecem as cargas decorrentes das
pressões internas e das dilatações.
No caso de diâmetros superiores geralmente conduzindo fluidos gasosos em baixa pressão,
prevalecem as cargas decorrentes dos pesos próprios e das dilatações.
185
5.10 VÃO ENTRE SUPORTES
O vão entre dois suportes estará adequado quando a tensão máxima de flexão no ponto de maior
momento fletor, for inferior à tensão admissível do material da tubulação, conforme indicado na
tabela da página 148, e a flecha máxima no meio desse vão for inferior à:
5 mm: se o diâmetro do tubo for menor ou igual a 3”
10mm: se o diâmetro do tubo for maior ou igual a 4”
CÁLCULO DO VÃO ENTRE DOIS SUPORTES
Aplicar as expressões
- no caso de cargas concentradas e distribuídas ( )[ ]WQ2Lq
Z
L10S
R
v ++×
×
= (equação 75)
- quando só existir cargas distribuídas
R
2
v Z
Lq10S ××= , (equação 75a)
onde:
Sv = tensão máxima de flexão em kgf/cm2
L = vão entre os suportes em m
q = soma das cargas distribuídas em kg/m
Q = soma das cargas concentradas em kg
W = sobrecarga aplicada no meio do vão em kg
ZR = momento resistente da seção transversal do tubo em cm3
É usual considerar Sv igual ou meor que a relação LR /10, onde LR é o valor limite de resistência
do material. Para os tubos de aço carbono operando no limite de ata 30oC, o valor máximo da
tensão de flexão é de 350 kgf/cm2.
CÁLCULO DA FLECHA MÁXIMA NO MEIO DO VÃO ENTRE SUPORTES
Aplicar as expressões
- no caso de cargas concentradas e distribuídas Fm
×
+
+
×
×
=
4
Lq
3
W)(Q
IE
L24000
3
(equação 76)
- quando só existirem cargas distribuídas Fm IE
Lq6000
4
×
××
= , (equação 76a)
onde:
Fm: flecha máxima em cm
E: módulo de elasticidade do material na temperatura considerada em kgf / cm2
I: momento de inércia da seção transversal do tubo em cm4
Lembrar:
- momento de inércia I = pi x (re4 – ri4) / 4 (equação 77)
- momento resistente: ZR= I / re. (equação 78)
186
EXEMPLO NUMÉRICO DE CÁLCULO DO VÃO ENTRE OS SUPORTES
Considerando a figura 6 e os dados seguintes:
Figura 6 – Suportes Principais e Intermediários de Tubulações
peso do tubo de 10” cheio de água q = 111 kgf/m
momento resistente do tubo de 10” zr = 490,6 cm3
momento de inércia do tubo de 10” i = 6692,9 cm4
peso do tubo de 2”cheio de água q = 9,4 kgf/m
peso da derivação,válvulas/acessórios q = 53 kg
sobrecarga adicional considerada w =100 kg
pressão de projeto p = 48 kgf / cm2
vão entre os suportes (adotado) l = 10,5 m
espessura da parede (Schedule 40) t = 9,3 mm
diâmetro externo do tubo de 10” de = 273 mm
temperatura de projeto t = 200 oC
tensão admissível sh = 868 kgf/cm2
modulo de elasticidade do material e = 1,86 x 106 kgf/cm2
material do tubo aço carbono API-5L Gr. A,
calcular o vão entre os suportes principais “A” e “B” e a flecha do vão entre eles.
Considerando o peso do tubo de 2” como carga distribuída: q = 111 + 9,4 = 120,4 kg / m,
a tensão Sv, no tubo de 10” será: ( )[ ] 10053210,5120,4
490
10,510
++×
×
= 323 kgf / cm2.
Como Sv < 350 kgf/cm2 o valor de 10,5m para o vão está adequado, apesar do carregamento
adicional gerado pelo tubo de 2”.
Para a tensão combinada deveremos ter Sv + Sl < Sh, onde: t4
dPS eI
×
×
= kgf / cm2.
Logo: 352
93,04
27,348SI =
×
×
= kgf / cm2∴ 675352323SS Iv =+=+ kgf / cm2.
Primeira verificação: como Sv + Sl (675)< Sh,(868), o vão adotado está CONFORME.
Cálculo da flecha cmmF 186,04
5,104,120
3
10053
9,66921086,1
5,10000.24
6
3
=
×
+
+
××
×
= .
Segunda verificação: como 1,86 < 10mm, a flecha está satisfatória e o vão adotado, aceito.
187
5.11 REAÇÕES HIDRÁULICAS
A força F exercida pelo fluido sobre uma curva é a resultante da soma vetorial das forças
decorrentes da pressão e da velocidade do fluido em escoamento. É calculada pela expressão
F = 11 SP × + 2SP2 × + 1v×µ + 2v×µ , (equação 79)
onde
P1 / P2, pressões na entrada e na saída da curva em kgf /cm2
S1 / S2 área na entrada e na saída da curva em cm2
v1 / v2, velocidade na entrada e na saída da curva em m/s
µ , unidade técnica de massa em kg x s /m
Considerando os dados abaixo e a figura 7, calcular a reação hidráulica.
Figuta 7 – Curva 90º Diâmetro 20”
CÁLCULO DAS FORÇAS DEVIDO A PRESSÕES
Área da seção de escoamento =×===
4
50,83,14
4
d 22
21
pix
SS 2026 cm2
Cálculo da força na seção1 P1 x S1 = 2,1 X 2026= 4255 kgf
Cáculo da força na seção 2
Chamando de ∆P a perda de carga de 1 a 2, pela equação da conservação da energia, temos:
P
g
v ∆−++=++
2
12
γγ
1
1
2
22
2
Ph
2g
vPh ,
Como a seção é constante v1 = v2 e o plano de referência passa por 1 (h1=0), teremos:
2
1
2 JPPh 12 −=+ γγ
ou 2
12 hPP −∆−= P
γγ
.
Sendo ∆P 60,0= com, h2 = 1,20 m e P1 = 2,1 kgf / cm2 ou ( ) 24,7
0,85
1
10
102,1
3
4
=×
×
mca, teremos:
P2 = 24,7 – 0,60 – 1,20 = 22,90 mca ou 1,9410
100,8522,90
4
3
=
××
kgf / cm2.
Logo a força na seção 2 será: P2 x S2 = 1,94 x 2026 = 3930 kgf.
diâmetro da curva 90o: 20”
raio da curva: 1,20m
vazão: 0,203 m3/s
densidade do óleo: 0,85
∆p na curva: 0,60 mca
fluido: óleo
montagem da curva: vertical
pressão na entrada: 2,1 kgf /cm2
188
CÁLCULO DA FORÇA DECORRENTE DA VELOCIDADE
Como a seção da curva é constante, o valor da velocidade de escoamento será:
=
×
=
×
==
4
0,5083,14
0,203
4
d
Q
vv 2221
pi
1,01 m / s
A força decorrente da velocidade vale: =µ=µ 21 v v 850 =×× 1,01
9,81
0,203
17,6 kgf
CÁLCULO DA FORÇA RESULTANTE
Considerando a composição vetorial
cujo ponto de origem corresponde com o centro do raio da curva indicado na figura 7, a resultante
das forças:
F1 = P1 x S1+ µ x v1 que ocorre na seção 1 na entrada da curva
F2 = P2 x S2+ µ x v2 que ocorre na seção 2 na saída da curva
será:
F1, 4.255 + 17,6 = 4272,6 kgf
F2, 3.930 +17,6 = 3947,6 kgf
Resultante F: 22 3947,64272,6 + = 5817 kgf
ÂNGULO DE INCIDÊNCIA DA RESULTANTE
Fazendo θ, o ângulo de incidência, teremos:
tg θ 1,08
3947,6
4272,6
======== ∴ =θ 47o16`
Conclusão: a resultante hidráulica atuando sobre a curva de 90º tem o valor de 5817 kg com o
ângulo de incidência anti horário de 47º 16´.
θ
F
F1
F2
189
5.12 DILATAÇÃO TÉRMICA
Admitamos um trecho retilíneo de uma tubulação ancorada em seus dois extremos,
consequentemente sem possibilidade de dilatação
Se esse trecho for submetido a um aumento de temperatura, ocorrerá um empuxo sobre estes
pontos. Esse empuxo é determinado pela lei de Hooke, conforme expressão.
(P / A) / ( ∆ / L) = E, (equação 80), onde:
P = empuxo sobre os pontos de fixação;
A = área de material da seção transversal do tubo;
∆ = dilatação linear do tubo;
L = comprimento do tubo;
E = módulo de elasticidades do material.
A relação P / A (S) determina a tensão interna a qual o material estará submetido em consequência da
dilatação contida.
A relação ∆ / L (e) é designada como dilatação unitária.
Assim teremos:
Tensão interna (S) = E x e (equação 81)
Empuxo sobre os pontos de fixaçaõ (P) = A x S (equação 82)
EXEMPLO NUMÉRICO PARA DETERMINAÇÃO DA TENSÃO INTERNA E DO EMPUXO
Considerando os dados abaixo, pede-se calcular a tensão interna e o empuxo:
material do tubo aço carbono ASTM A 106 Gr A;
diâmetro nominal do tubo 10”;
schedule do tubo 40;
diferencial de temperatura (∆t) 100 oC;
módulo de elasticidade do aço (E) 2 x 106 kg /cm2;
dilatação unitária do tubo (e) 0,001083 cm / cm;
área da secção de metal do tubo (A) 76,8 cm2.
CÁLCULO DA TENSÃO INTERNA
S: 2 x 106 x 0,001083= 2166 kg / cm2
CÁLCULO DO EMPUXO SOBRE OS PONTOS DE FIXAÇÃO
P: 76,8 x 2166 = 166348 kg
Observar que a tensão interna e o empuxo são independentes do comprimento do tubo.
PROCEDIMENTOS PARA CONTROLE DE DILATAÇÕES TÉRMICAS
- projetar a rota da tubulação evitando-se linhas retas;
- usar liras de expansão na tubulação, conforme página 190;
- instalar juntas de expansão, conforme página 158;
- pré-tensionar eventuais suportes de mola.
190
LIRAS DE EXPANSÃO NORMOGRAMA DIMENSIONAL
Nota: esses referenciais são aplicáveis para aços com limite de resistência até 35 kgf/mm2.
191
5.13 FLEXIBILIDADE DAS TUBULAÇÕES
A flexibilidade das tubulações é definida em função da capacidade de absorsão das dilatações térmicas,
as quais estarão submetiidas, por meio de deformações dos trechos que a compõem.
As tubulações serão ditas flexíveis, quando as tensões resultantes das dilatações térmicas forem
inferiores à tensão admissível do material especificado para atubulação.
Considerando o isométrico da figura 8 e os dados abaxo, calcular as tensões nos trechos L1, L2, L3 e L4.,
Figura 8 - Isométrico
Proceder conforme a seqüência indicada
Elaborar quadro das dilatações
Lado Direção Sentido Comprimento L (em pés) L
3
Dilatação
∆ = e x L
L1
L2
L3
L4
X
Y
Z
X
+
+
-
+
15
10
20
18
3375
1000
8000
5832
0,84
0,56
1,12
1,008
Calcular as somatórias
Calcular os pares
Calcular as dilatações totais ∆x (0,84 + 1,008) = 1,848”
∆y = 0,56”
∆z = 1,12”
Calcular as constantes ( ) 900048
1,84810,751029
ΣLΣL48
∆DE 6
3
z
3
y
xc
×
×××
=
+
××
=xK = 1335,0
( ) 1720748
0,5610,751029
ΣLΣL48
∆DE 6
3
z
3
x
yc
×
×××
=
+
××
=yK = 211,0
( ) 1020748
1,1210,751029 6
×
×××
=
+
××
=
ΣLΣL48
∆DE
3
y
3
x
zc
zK = 712,6.
8000LΣL
1000LΣL
920758323375LLΣL
3
3
3
z
3
2
3
y
3
4
3
1
3
x
=
=
=+=+
:
:
:
900080001000ΣLΣL
17207 8000 9207ΣLΣL
102071000 9207ΣLΣL
3
z
3
y
3
z
3
x
3
y
3
x
=+=+
=+=+
=+=+
tubo: 10”série 40;
material aço-carbono ASTM A-106 Gr. A;
norma: ANSI B.31.3;
temperatura de projeto t: 700 oF;
dilatação unitária e: 0,056 pol/pé;
diâmetro externo D: 10,75”;
módulo de elasticidade, temperatura ambiente Ec: 29 x 106 psi;
tensão admissível a 700ºF Sh: 22915 psi.
192
Calcular as tensões máximas nos trechos L1, L2, L3 e L4.
Trecho L1: S1y = Ky L1= 211 x 15= 3165 psi
S1z = KzL1= 712 x 15= 10680 psi
Trecho L2: S2x = KxL2= 1333 x 10 = 13330 psi
S2z = KzL2= 712 x 10= 7210 psi
Trecho L3: S3x = KxL3= 1333 x 20= 26660
psi
S3y = KyL3= 211 x 20= 4220 psi
Trecho L4: S4y = KyL4= 211x 18= 3798 psi
S4z = KzL4= 712 x 18= 12816 psi
Comparando os valores das tensões com o valor da tensão admissível 22955 psi, vê-se que a
tensão S3x no trecho L3 é superior a 22955, significando que este trecho está submetido a um
esforço acima do admissível.
Este fato impõe seja reprojetada a rota da tubulação e recalculada as tensões.
No novo arranjo indicado na figura 9, o comprimento total entre os extremos foi ampliado de 19,20
m para 22,20 m. Verificar o impacto nas tensões.
Figura 9 – Isométrico
Quadro das dilatações com a nova configuração
Lado Direção Sentido Comprimento L (em pés) L
3
Dilatação
∆ = e x L
L1
L2
L3
L4
L5
x
z
y
z
x
+
+
+
-
+
15
5
10
25
18
3375
125
1000
15625
5832
0,84
0,28
0,56
1,40
1,008
Cálculo dos somatórios:
920758323375ΣL3x =+= 1000ΣL3y = 1575015625125ΣL3z =+=
193
Cálculo dos pares
710009207ΣLΣL 3y3x 1020=+=+
24957157509207ΣLΣL 3z3x =+=+
16750157501000ΣLΣL 3z3y =+=+
Cálculo das dilatações
"848,1=∆ x "56,0=∆ y 1,12"0,281,40 =−=∆z
Cálculo das constantes
716
1075048
1,8410,751029 6
=
×
×××
=xK ;
145
2496748
0,5610,751029 6
=
×
×××
=yK ;
712,6
1020748
1,1210,751029 6
=
×
×××
= zK
Cálculo das tensões máximas em cada trecho, ver Nota 1.
trecho L1 S1z = KzL1 = 712 ×15 = 10680 psi
trecho L2 S2x = KxL2 = 716 × 5 = 3580 psi
trecho L3 S3x = KxL3 = 716 ×10 = 7160 psi
trecho L4 S4x = KxL4 = 716 ×25 = 17900 psi, tensão máxima
trecho L5 S5z = KxL5 = 712 ×18 = 12816 psi
Nesta nova configuração todas as tensões máximas são menores que a tensão admissível, de
onde se conclui que esta configuração está com flexibilidade adequada.
Notas:
1 - Na prática, não há necessidade de se calcular todas as tensões máximas; bastará calcular,
para cada lado, a maior tensão, que será a correspondente ao maior dos dois valores de K
relativos ao lado em questão, por exemplo para o lado L1 bastaria calcular S1z, porque se sabe
antecipadamente que Kz > Ky.
2 - Observar que, apesar de ter sido alterada a configuração, as dilatações totais permaneceram
as mesmas. É fácil de comprovar que os valores das dilatações totais permanecem sempre os
mesmos desde que não sejam alterados os pontos extremos de ancoragem, porque as dilatações
dos diversos lados se compensam.
3 - Para evitar engano nos sinais + ou - indicados no quadro das dilatações e necessários para os
cálculos de yx ∆∆ , e z∆ convenciona-se um sentido geral para percurso dos trechos indicado
pelas setas na figura 9. Serão positivas as dilatações dos lados cujos sentidos de percurso
coincidirem com a orientação dos eixos coordenados e vice-versa. Na figura 9, são positivas as
dilatações ∆1, ∆2, ∆3, e ∆5, é negativa a dilatação ∆4,.
Como só interessam os valores absolutos das dilatações totais, pouco importa se o resultado da
soma algébrica for positivo ou negativo.
194
5.14 CÁLCULO DAS REAÇÕES NOS APOIOS DE ANCORAGEM
Os momentos das reação são calculados, em
função das tensões máximas desenvolvidas no
primeiro e no último trecho. Vamos considerar o
mesmo arranjo estudado anteriormente e
mostrado na figura 10 ao lado.
No ponto “A” temos três forças RAX , RAY e RAZ
e dois momentos M1Z e M1Y.
O primeiro momento age no plano XY e o
segundo momento age no plano XZ.
Os sentidos das forças e dos momentos são
determinados considerando-se a posição
deformada do sistema e os esforços que estão
sendo feitos sobre os pontos de fixação.
Figura 10 – Isométrico - Apoios A e F
No cálculo da constante C, considerou-se:
- momento de inércia I: 161 pol 4
- módulo de elasticidade a 100ºF Eh: 21,5 x 106 psi
- módulo de elasticidade na temperatura ambiente Ec Ec = 29 x 106 psi, resultando:
C 1,8561029
61021,5
6x10,75
161
cE
hE
D6
I
=
×
×
×=×
×
=
Cálculo dos Momentos no Trecho L1 Cálculo das Reações Correspondentes
M1Y = C x S1z = 1,85 x 10680 = 19758 pol.x lb RAY
15
4023 x 2
1L
1zM2
=
×
=
= 536 lb
M1Z = C x S1y = 1,85 x 2175 =4023 pol.x lb RAZ =
15
197582
1L
1yM2 ×
=
×
= 2634 lb
A reação RAX, na direção do próprio trecho L1, será calculada pela tensão máxima S2x, do trecho
adjacente L2. Essa tensão corresponde ao momento M2y, no plano zx, teremos então:
M2y = C x S2x = 1,85 x 3580 = 6623 pol.x lb RAX =
5
66232
L2
2y
M2
×
=
×
= 2649 lb
Calculando analogamente os momentos e as forças no ponto “F”, teremos:
M5Y = C x S5z = 1,85 x 12816 = 23709 pol.x lb M5Z = C x S5Y = 1,85 x 2610 =4828 pol.x lb
RFY =
18
48282
L
zM2 ×
=
×
5
5
=536 lb RFZ
18
237092
5L
5yM2 ×
=
×
= =2634 lb
Da mesma forma a reação RFX na direção de L5, será calculada em função da tensão máxima S4Z
do trecho L4, teremos:
M4Y = C x S4X = 1,85 x 17.900 = 33115 pol.x lb RFX=
25
33.1152
4L
4yM2 ×
=
×
= 2649 lb
Observar que as igualdades RAX=RFX , RAY=RFY , RAZ=RFZ são necessárias para garantir a
estabilidade do sistema. Notar também que os valores das reações e dos momentos nos
extremos podem impor alterações na configuração do traçado da rede, como opção única para
eventual redução de seus valores.
195
5.15 TANCAGEM
REFERENCIAIS NORMATIVOS
Os vasos de pressão deverão ser projetados em conformidade com as prescições da norma
ASME e da norma regulamentadora NR 13 quanto aos procedimentos de segurança requeridos
na instalação, operação, manutenção e inspeção. Esta norma deve ser aplicada quando:
- o produto “P x V” for maior que 8, considerando “P” pressão máxima de operação expressa
em KPa e “V” volume geométrico interno expresso em m3.
- o fluido contido for Classe “A”, mesmo que P x V seja igual ou menor que 8.
- o diâmetro interno for inferior a 150mm e este contiver fluidos classe “B”, “C” e “D”.
CLASSIFICAÇÃO DOS VASOS DE PRESSÃO SEGUNDO NR 13
São cinco grupos determinados em função do produto “P x V”, onde “P” deve ser expresso em
“MPa” e “V” em m3.
Grupo 1 - quando PV ≥ 100
Grupo 2 - quando 100 > PV ≤ 30
Grupo 3 - quando 30 > PV ≤ 2,5
Grupo 4 - quando 2,5 > PV ≤ 1
Grupo 5 - quando 1 > PV.
Classificação dos fluidos nos vasos, segundo NR 13
Classe A
Fluidos inflamáveis ou combustiveis com temperatura ≥ 200ºC.
Fluidos tóxicos com limite de tolerância ≤ 20 ppm.
Hidrogênio e Acetileno.
Classe B
Fluidos combustiveis com temperatura < 200º C
Fluidos tóxicos com limite de tolerância > 20 ppm.
Classe C
Vapor de água e ar comprimido.
Classe D
Água ou outros fluidos não enquadrados nas classes A, B ou com temperatura > 50ºC.
VASO DE PRESSÃO - ANALISE ESTRUTURAL
Considerando a figura 11 página 196, as normas AISC, API STD 650, ASME, e os dados:
- volume geométrico do reservatório 20 m3;
- pressão interna 6,2 kgf / cm2;
- carga lateral 10 kgf a 2, 47m da base;
- solda: com eletrodo E70XX, segundo ASME;
- eficiencia da solda 1,00.
Calcular:
- dimensões construtivas;
- volumes das partes componentes;
- espessura das chapas dos tampos e do cilíndrico;
- metragem das chapas;
- base de apoio ;
- peso do conjunto.
196
Solução:
Dimensões construtivas do Cilindro:
- diâmetro interno D: 2500 mm
- altura H1: 3450 mm
Dimensões construtivas dos Tampos Torrisféricos:
- diâmetro interno maior D 2500 mm
- diâmetro interno menor d 980 mm
- raio maior R 2500 mm
- raio menor r 250 mm
- cota “H” (980 ÷ 2 ) + 35= 525 mm
Nota: o valor h = 35 mm foi obtido pela tabela
Figura 11 – Vaso de Pressão Vertical
espessura (e ) h
e < 4,76 mm 15
4,76 < e < 7,93 mm 25
7,93 < e < 12,7 mm 35
e > 12,7 mm 50
CÁLCULO DOS VOLUMES DAS PARTES COMPONENTES
- cilindro: ( pi x D2 / 4 ) x H1 = ( pi x 2,52 / 4 ) x 3,45= 16,93 m3
- tampo: 4 / 3 x pi x (Dmaior / 2 )2 x H = 4/3 x pi x 1,252 x 0,525= 3,20 m3
Nota 1: no cálculo dos volumes considerou-se Dmaior / 2 = a e H = b (vide página 198).
Nota 2: no cálculo da espessura usou-se chapas A-516 Gr. 70 com 9,53 e 12,5 mm de espessura,
tensão admissível (Sh) de 1230 kgf/cm2, módulo de elasticidade 2,1 x 106 kgf/cm2.
CÁLCULO DAS ESPESSURAS DAS CHAPAS
- costado: (ec)= { P x Rint / ( Sh – 0,6 P ) } + C, em unidades métricas
(ec)= 6,2 x 1250 / (1230 – 0,6 x 6,2) + 2,5= 8,8 mm, adotado: 9,53 mm
- tampo: (e t )= { P x Rmaior x M / ( 2 x Sh x E ) – (0,2 x P) } + C, em unidades métricas
(e t )=6,2x250 x 1,54 / ( 2 x 1250 x 1 – 0,2 x 6,2) +0,25 = 1,20 cm. Adotado 12,5mm
Observações:
1 - Considerou-se o fator de forma “M”= 1,54 calculado segundo o ASME, aplicando a expressão
M= 0,25 (3+(R/r)0.5}. Para cálculo dos raios R e r, ver projeto do tampo na página 199.
3 – Lembrar que no caso de tanques não pressurisados, a pressão interna é obtida multiplicando-
se o peso especifico do fluido pela altura do fluido no tanque.
CÁLCULO DA METRAGEM DAS CHAPAS
- do costado: 3450 x ( pi x 2500 ) → 3450 x 7853mm, # 9,53mm, com 74,48 kg / m2
-do tampo: Deq = )r57,0h(d4d i2i +×+ = )25057,035(2500425002 ××××++++××××++++ = 2832 mm,
logo: → 2832 x 2832mm, # 12,5mm, com 98,00 kg / m2.
Detalhe 2 página 199
Detalhe 1 página 197
197
CÁLCULO DO PESO TOTAL DO TANQUE
peso do cilindro / tampos: 3,450 x 7,853 x 74,48 + 2 x 2,8322 x 98,00= 3624,5 kg
peso dos acessórios + base, assumido como 10% do peso do tanque 362 kg, ver Nota 1
peso total do tanque 3986,5 kg
CÁLCULO DO APOIO DO TANQUE
peso total do tanque w 4000 kg
espessura da chapa adotada 9,53mm
raio externo da saia Re 1350 mm
raio médio da saia Rm 987,50 mm
raio interno da saia Ri 625 mm
módulo de elasticidade E 2,1x106x kgf/cm2
Cálculo do momento atuante: 10 x 247 2470 kgf x cm
Cálculo da resistência à compressão e à tração
eR
M
eR2
w
2
mm ××pi
+
××pi×
=τ
953,075,98
2470
953,075,982
4000
2 x×
+
×××
=
pipi
τ = 6,84 kgf / cm2 << 1230 kgf/cm2 ⇒ ok
Cálculo da flambagem
135
953,0102,10,0625
R
e E0,0625 6
e
×××
=
××
=τ = 926,5kgf / cm2 < 1230 kgf/cm2 ⇒ ok
DIMENSÕES DA BASE
saia da base
altura: 870 mm
diâmetro: 1250 mm
perímetro: pi x 1,250 x 0,870 = 3,416 m
chapa: 870 x 3416mm, # 9,53mm, com 74,48 kg / m2
peso: 0,87 x 3,416 x 74,48 = 221,24 kg
Nota 1: como 221,24 kg é menor que 362 kg ⇒OK
anel da base
diâmetro externo: 2700 mm
diâmetro interno: 1250 mm
chapa: 2700 x 2700mm # 9,53mm, com 74,48 kgf / m2
peso: ( pi x 2,702 ÷ 4 ) – ( pi x 1,252 ÷ 4 ) x 74,48 = 335 kg
VERIFICAÇÃO QUANTO AO ARRANCAMENTO
ΣMo = 0 ⇒ F1 x 1,975 = 10 x 2,470∴F1 = 12,5 kgf
F2 = 4000 / 2 = 2000 kgf
Como F2 >> F1 ⇒ não haverá arrancamento.
Detalhe 1
198
EXEMPLO NUMÉRICO PARA O CÁLCULO DO NÍVEL DE FLUIDO EM VASOS HORIZONTAIS
Considerando a figura 12 e os dados abaixo,:
dimensões do tanque diâmetro 2.500mm x altura 3563mm
volume do cilindro 10 m3
volume de cada tampo 2,5 m3
volume do tanque 15 m3
calcular a cota entre a lâmina de água e a geratriz superior do
tanque, quando este estiver na posição horizontal com 12 m3.
Figura 12 – Tanque Horizontal
Solução:
dimensões construtivas
- comprimento do cilindro V = ××pi 2r L∴L = 10 ÷ pi x 1,252 → 2,037 m
- altura b do tampo ovóide V = ( 4 / 3 ) pi x a2 x b∴b = 5 x 3 ÷ (4 x pi x 1,252) → 0,763m
tem-se a relação: 15m3 – 100
10m3 - X % → X = 66,6 % .
Com o volume de 12m3, o cilindro conterá 12 x 0,666 = 7,992 m3
Como o comprimento do cilindro é de 2,037 m a área molhada será 7,992 ÷ 2,037 = 3,923 m2
Como a área da seção circular total do cilindro vale 4,908 m2 ( pi x 1,252 ), concluímos que a área
seca será: 4,908 – 3,923 = 0,985 m2.
Analisando a geometria
a área “X” do setor circular ODB, será:
2 pi - pi r2
α - X ⇒ X = α x r2 / 2
a área do triângulo OCB, será:
BC x OC / 2 ⇒ ( r x sen α x r cos α ) ÷ 2 ⇒ (r2 x sen α x cos α ) ÷ 2
Assim: )cossen(
2
r
2
cossenr
2
r 222
ααα
ααα
−−−−====−−−− =
2
985,0
. Como sen α x cos α =sen 2 α ÷ 2,
teremos:
2
2
r
=
α
−α⇒=
α
−α
2
2sen
2
9850
2
2sen , (0,985 ÷ 2) x ( 2 ÷ 1,252) = 0,63
Por tentativa, α = 60,5o
Cálculo da altura da lâmina do fluido: OCOD −−−− = m64,05,60cos25,125,1 =×−=→ CDCDCDCDCD .
199
PROJETO DOS TAMPOS TORRISFÉRICOS
Considerando a figura 13 e os dados abaixo
eixo maior AB =2500 mm
eixo menor CD =1526 mm,
calcular os raios do tampo torrisférico:
FD , raio maior e AC1 , raio menor.
Figura 13 – Geometria do Tampo Torrisférico
SEQÜÊNCIA DE CÁLCULO SUGERIDA PARA DETERMINAÇÃO DOS RAIOS:
1 - calcular AD
2 - calcular ( ) 2÷− CDAB
3 - determinar o ponto “E” tal que 2)( ÷−−= CDABADAE
4 - determinar o ponto “M” tal que MEAM =
5 - por “M” traçar perpendicular à reta AD
(esta reta vai interceptar o eixo AB em “C1”, e o eixo CD em “F”)
6 - FD será o raio maior
7 - AC1 será o raio menor.
Solução:
Calcular 22 7631250 +=AD 1464 mm.
Calcular ED = ( ) 2/CDAB − 487 mm.
Calcular AE = 1464 – 487 977 mm.
Logo α = arc sen 1250 / 1464= 0,854 → α = 58,6º.
Cálculo do raio maior FD = MD / cos α = [(97 / 2) +487] / 0,521 = 1872mm.
Cálculo do raio menor AC1 = AM / cos α 1
como α 1 = 90o – 58,6o = 31,4º, vem [(1464 – 487) / 2] x cos 31,4º = 572mm.
Nota: à geratriz AB deverá ser acoplado o anel indicado no detalhe 2 com a dimensão h,
mencionada na página 196.
Detalhe 2
CAPÍTULO VI
TUBULAÇÕES INDUSTRIAIS - MONTAGEM
Solda de Topo entre Tubos
203
6.1 GERAL
Este procedimento fixa as condições mínimas exigíveis para a pré-montagem e montagem de
tubulações de utilidades. Não se aplicam às tubulações que pertençam a sistemas de
instrumentação e controle, sistemas de despejos sanitários e sistemas de drenagem industrial.
Aplica-se apenas à tubulações de: aços-carbono, aços carbono-molibdênio, aços cromo-
molibdênio, aços níquel e aços inoxidáveis.
6.2 NORMAS REFERENCIAIS
P-NB-309 Guia para Inspeção por Amostragem no Controle e Certificação de Qualidade;
P-NB-309/01 Planos de Amostragem e Procedimentos na Inspeção por Atributos;
P-NB-309/02 Guia de Utilização da norma NB-309.1;
ANSI B 31.3 Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping;
ANSI B 16.5 Steel Pipe Flanges, Flanged Valves and Fittings;
API STD 598 Valve Inspection and Test;
ASME Boiler and Pressure Vessel Code – Section VIII, Division 1 e Section IX;
MSS SP-55 Quality Standard for Steel Castings for Valves, Flanges and Fittings and
Other Piping Components.
6.3 SERVIÇOS DE MONTAGEM DE TUBULAÇÕES
VALORES DE H-H PARA SERVIÇO DIURNO EM HORÁRIO NORMAL
Tubo corrido / metro Soldas de topo Ligações flangeadas Válvulas flangeadas Diâmetro
Nominal Série 40 Série 80 Série 40 Série 80 150# 300# 150# 300#
Ligações
rosqueadas
¾” 0,21 0,24 - - - - - - 0,4
1” 0,24 0,27 - - - - - - 0,5
1 ½” 0,30 0,38 1,1 1,3 1,5 1,7 0,5 0,7 0,8
2” 0,39 0,45 1,3 1,5 1,7 2,0 0,6 0,8 1,2
3” 0,61 0,75 2,0 2,2 2,0 2,3 0,8 1,0 -
4” 0,81 0,99 2,5 2,8 2,2 2,6 1,0 1,3 -
6” 1,17 1,56 3,3 4,0 2,5 3,0 1,5 2,0 -
8” 1,56 2,04 4,0 5,0 2,7 3,2 2,0 2,5 -
10” 1,98 2,54 5,0 6,0 3,0 3,5 2,5 3,3 -
12” 2,28 2,70 6,5 7,8 3,2 3,7 3,0 4,0 -
14” 2,40 3,00 7,2 8,5 3,3 4,0 3,6 4,9 -
16” 2,70 3,30 7,8 9,0 3,5 4,2 4,3 6,0 -
18” 3,00 3,55 9,0 10,2 3,7 4,4 5,0 7,2 -
20” 3,25 3,75 10,0 12,0 4,0 4,6 5,8 8,4 -
24” 3,60 4,10 12,0 14,5 4,2 4,8 7,0 9,6 -
6.4 FATORES QUE INTERFEREM NO TEMPO E NO CUSTO DA MONTAGEM
- trabalho único ou feito em série.
- trabalho na oficina ou no campo.
- competência dos profissionais e qualidade da supervisão.
- ferramentas e equipamentos adequados em qualidade e em quantidade.
- facilidade de obtenção dos materiais e de transporte.
- serviço feito de dia ou à noite, em horário normal ou em horas extras.
- serviço feito em local abrigado ou sujeito a sol, chuva e vento.
- instalação nova ou em operação.
- local de fácil ou de difícil acesso.
204
6.5 TERMOS TÉCNICOS
- Diligenciadora: firma contratada pelo cliente para gerenciar compras e inspecionar materiais na
fábrica do fornecedor.
- Fábrica: oficina ou fábrica do fornecedor.
- Fornecedor: fabricante e/ou fornecedor de materiais ou serviço de mão de obra.
- Inspetora: firma contratada pelo cliente com intuito de exercer fiscalização e inspeção na obra.
- Cliente: firma responsável pela contratação da montagem.
- Montadora: firma responsável pela fabricação, pré-fabricação e montagem.
- Sistema de Utilidades: tubulações de água, gases, ar comprimido, e incêndio.
- Almoxarifado do Cliente: local de guarda de materiais sob a responsabilidade do cliente.
- Almoxarifado da Montadora: idem, porém sob a responsabilidade da montadora.
- Certificado de Qualidade de Material: registro dos resultados de ensaios, testes e exames,
exigidos pelas normas e realizados pelo fabricante do material.
- Chapas de Bloqueio: chapa de aço com a mesma especificação do material da tubulação,
soldada na extremidade da tubulação, usada para bloquear o fluido no teste de pressão.
- Contaminação: o fato de deixar em contato com as partes internas e faces dos flanges,
poeiras, partículas, pingos de solda, marcas digitais, oleosidades, graxas, partículas de tinta, etc.
- Cachorro: dispositivos soldados ou não à tubulação, usados temporariamente para se
conseguir a ajustagem entre as diversas partes a serem soldadas, e fixação desta, durante a
soldagem.
- Grauteamento: enchimento do espaço entre as bases do suporte metálico e a de concreto após
nivelamento da base dos suportes metálicos, com mistura de cimento, areia e aditivos.
- Inspeção no Fabricante: realizada para verificação dimensional e de materiais dos componentes.
- Inspeção de Embalagem: realizada para verificação dos quantitativos, conformidade de
materiais e estado geral.
- Inspeção de Recebimento: realizada segundo amostragem pré-estabelecida, para verificação
das características principais dos diversos materiais de tubulação.
- Spool: é o subconjunto de uma linha, formado pelo menos por uma conexão e um tubo, que é
pré-montado em oficina de campo (pipe shop).
- “Pipe-Shop”: oficina de campo da montadora nas instalações do cliente.
- Pré-Montagem: montagem de subconjuntos (spools) do sistema de tubulações no “pipe-shop”.
- Montagem: executada no local definitivo da tubulação.
- Procedimentos da Executante: documentos emitidos pela montadora dos serviços definindo os
parâmetros e as condições de execução de determinado serviço de construção, pré-montagem ou
montagem.
- Sobre-Comprimento: comprimento adicional deixado nas peças pré-fabricadas, visando
permitir eventuais ajustes no campo.
- Temperatura de Teste: temperatura do líquido de teste, obtida através da média de uma série
de medições efetuadas no reservatório. Para teste pneumático, é a temperatura do metal da
tubulação durante o teste.
205
6.6 FLUXOGRAMA DE MONTAGEM
206
6.7 INSPEÇÕES DE RECEBIMENTO
6.7.1 Tubos
A aceitação dos tubos passa pelas certificações de material e dimensional.
CERTIFICAÇÃO DE MATERIAL
- devem ser informados os teores de carbono, manganês, silício, molibidênio e cromo;
- deve ser adotado um código de cores para distinguir cada tipo de material, sendo a
faixa-identificadora pintada ao longo do comprimento de cada tubo;
- devem ser verificados os certificados de qualidade do material de todos os tubos, inclusive o
laudo-radiográfico de tubos com costura, quando exigido, em confronto com a especificação
ASTM ou API, aplicável.
Deve ser informado o “P Number” do material, consultartabela página 144.
Lembrar que o “P Number” da norma ANSI B 31 refere à soldabilidade do material.
Exemplo: Material do tubo ASTM A 106
Grau Carbono Manganês Silício P Number
% máxima faixa % % mínima
A 0,25 0,27 a 0,93 0,10 1
B 0,30 0,29 a 1,06 0,10 1
C 0,35 0,29 a 1,06 0,10 1
CERTIFICAÇÃO DIMENSIONAL
As dimensões devem estar conformes normas ANSI B 36.10 / B 36.19 ou API.
As seguintes características verificadas por amostragem, segundo Norma ABNT 309 devem estar
conforme as especificações indicadas no projeto:
- diâmetro;
- circularidade em ambas as extremidades;
- chanfro;
- extremidades roscadas;
- estado da superfície;
- empenamento;
- estado do revestimento;
- perpendicularidade do plano de boca.
207
6.7.1.1 Roscas
Verificar o dimensional conforme o padrão. No caso da rosca NPT Norma ANSI B 2.1.
CONDIÇÃO DE ACEITAÇÃO
Eo = D - ( 0,05 D +1,1 ) P
L2 = ( 0,80 D + 6,8 ) P
t = 0,80 P
onde: D - diâmetro externo do tubo em polegadas.
P - passo da rosca em polegadas
Conicidade da rosca = 1:16
Exemplo numérico - Rosca Φ1”
E0: 1,315 – ( 0,05 x 1,315 + 1,1 ) x 0,08696= 1,21363
L2: ( 0,8 x 1,315 + 6,8 ) x 0,08696= 0,6828
t: 0,8 x 0,08696= 0,06957
Comprimento
de aperto
manual ( L1 )
Comprimento útil
da rosca ( L2 ) Diâmetro
nominal do
tubo (pol.)
Diâmetro
externo do
tubo ( D )
(pol.)
Número de
fios por
polegada
Passo
( P )
(pol.)
Altura do
filete ( t
)
(pol.)
Diâmetro
médio da
rosca (E0)
(pol.) (pol.) fios (pol.) fios
1/4
3/8
1/2
3/4
1
0,540
0,675
0,840
1,050
1,315
18
18
14
14
11 1/2
0,05556
0,05556
0,07143
0,07143
0,08696
0,04444
0,04444
0,05714
0,05714
0,06957
0,47739
0,61201
0,75843
0,96768
1,21363
0,228
0,240
0,320
0,339
0,400
4,10
4,32
4,48
4,75
4,60
0,4018
0,4078
0,5337
0,5457
0,6828
7,23
7,34
7,47
7,64
7,85
1 1/4
1 1/2
2
2 1/2
3
4
1,660
1,900
2,375
2,875
3,500
4,500
11 1/2
11 1/2
11 1/2
8
8
8
0,08696
0,08696
0,08696
0,12500
0,12500
0,12500
0,06957
0,06957
0,06957
0,10000
0,10000
0,10000
1,55713
1,79609
2,26902
2,71953
3,34062
4,33438
0,420
0,420
0,436
0,682
0,766
0,844
4,83
4,83
5,01
5,46
6,13
6,75
0,7068
0,7235
0,7565
1,1375
1,2000
1,3000
8,13
8,32
8,70
9,10
9,60
10,40
208
6.7.2 Conexões
A aceitação das conexões passa pela certificação de material e dimensional.
CERTIFICAÇÃO DE MATERIAL
- deve ser informado o teor de carbono, manganês, silício, molibidênIo e cromo;
- deve ser adotado um código de cores para distinguir cada tipo de material, sendo a faixa-
identificadora pintada ao longo do comprimento de cada tubo;
- deve ser informado o “P Number” do material. Lembrar que o “P Number” da Norma
ANSI B 31
refere-se à soldabilidade do material;
Verificar os certificados de qualidade do material, inclusive o laudo radiográfico, quando exigido,
de todas as conexões, em confronto com as especificações ASTM ou ANSI aplicáveis.
CERTIFICAÇÃO DIMENSIONAL
As seguintes características devem estar conforme as especificações indicadas no projeto
verificadas por amostragem segundo Norma ABNT 309:
- diâmetro nas extremidades;
- circularidade;
- distância centro-face;
- chanfro encaixe para solda, ou rosca (tipo e passo);
- espessura;
- angularidade das curvas 450 e 900;
- estado da superfície quanto a amassamentos, corrosão e trincas;
- estado geral da galvanização ou revestimento quanto à falhas ou falta de aderência.
Verificar se todas as conexões estão identificadas com seguintes dados: tipo, especificação e
grau do material, diâmetro, classe de pressão ou espessura.
6.7.3 Flanges
A aceitação dos flanges passa pela certificação de material e dimensional.
CERTIFICAÇÃO DE MATERIAIS
- verificar se todos os flanges têm identificação estampada informando: tipo de flange, tipo de
face, especificação do material, grau, diâmetro nominal, classe de pressão, espessura e placa
(TAG) do instrumento (para flanges de orifício);
- verificar se todos os flanges estão embalados e acondicionados.
- verificar os certificados de qualidade de material de todos os flanges, em confronto com a norma
ASTM aplicável;
CERTIFICAÇÃO DIMENSIONAL
Verificar:
- o diâmetro interno;
- a espessura do pescoço;
- a altura e diâmetro externo do ressalto;
- a profundidade, tipo e passo da ranhura;
- a espessura da aba;
- o chanfro ou encaixe para solda, ou o tipo e o passo da rosca;
- o rebaixo para junta de anel.
Esta verificação deverá estar de acordo com as tolerâncias conforme tabelas 3 e 4. páginas 210 e 211.
Verificar o estado das roscas quanto a amassamentos, corrosão, rebarbas e proteção,o estado
dos revestimentos quanto à falhas ou falta de aderência, e a existência de trincas, dobras,
amassamentos bem como o estado geral da face quanto ao estado do ranhuramento, sem
mossas, e proteção.
209
6.7.3.1 Lotes de Flanges
Os flanges a serem submetidos à inspeção devem ser agrupados em lotes com o mesmo
diâmetro nominal e a mesma pressão. O tamanho do lote (quantidade de flanges) deve ser
definido pelo inspetor.
IDENTIFICAÇÃO DO CÓDIGO DA AMOSTRA
Para se inspecionar um lote de flanges, seguir o roteiro:
- identificar o código da amostra pelo tamanho do lote, ver tabela 1;
- conhecendo-se o código da mostra, determinar os números de “Ac” e “Re”, ver tabela 2 em
função do tamanho da amostra.
ACEITAÇÃO E REJEIÇÃO
- se o número de unidades defeituosas encontradas na amostra for igual ou menor do que o
número de aceitação “Ac”, o lote deve ser aceito;
- se o número de unidades defeituosas encontradas na amostra for igual ou maior do que o
número de rejeição “Re”, o lote deve ser rejeitado.
Tabela 1 - Código da Amostra Tabela 2 - Tamanho da Amostra
Tamanho do
lote
Código de
Amostras
Código de
Amostras
Tamanho
da Amostra
Aceitação
Ac
Rejeição
Re
2 a 8 A
*A *2 0 1
9 a 15 B
B 3 0 1
16 a 25 C
C 5 0 1
26 a 50 D
D 8 1 2
51 a 90 E
E 13 1 2
91 a 150 F
F 20 2 3
151 a 280 G
G 32 3 4
521 a 500 H
H 50 5 6
501 a 1200 J
J 80 7 8
Exemplo numérico: Inspecionar lote de 45 flanges
Procedimento
- definir código do lote conforme Tabela1.
- definir tamanho da amostra conforme Tabela 2.
- verificar condição de aceitação ou de rejeição conforme Tabela 2.
Exemplo numérico: Inspecionar lote de 45 flanges
Lote 45 →código D, amostra com 8 flanges
- se o número de peças defeituosas for < 1, aceitar o lote;
- se o número de peças defeituosas for > 2, rejeitar o lote.
210
TABELA 3 – TOLERÂNCIAS DIMENSIONAIS DE FLANGES
Esses referenciais de tolerância são aplicáveis aos flanges dos tipos: sobrepostos, roscados,
soltos e cegos.
24” ou menor + 1,6 mm
Diâmetro externo
26”ou maior + 3,2 mm
10”ou menor + 0,8 mm
- 0 mm
12” ou maior + 1,6 mm
- 0 mm Diâmetro interno
Flanges Roscados Tolerância conforme
calibre para roscas
10” ou menor + 0,8 mm
- 0 mm Diâmetro do encaixe na rosca
12”ou mais + 1,6 mm
- 0 mm
Ressalto = 1,60 mm + 0,8 mm
Ressalto = 6,35 mm + 0,4 mm
Macho duplo e canal + 0,4 mm
Diâmetro do ressalto
Macho e fêmea + 0,4 mm
12” ou menor + 2,4 mm
- 1,6 mm Diâmetro externo do pescoço
14” ou maior + 3.2 mm
Círculo + 1,6 mm
Distância entre furos adjacentes + 0,4 mm máximo Furação
Excentricidade do círculo e do ressalto 0,4 mm máximo
18” ou menor + 3.2 mm
- 0,8 mm Altura total
20”ou maior + 4,8 mm
- 1,6 mm
18” ou menor + 3,2 mm
- 0 mm Espessura
20” ou maior + 4,8 mm
- 0 mm
< 10” + 0,8 mm
- 0 mm Diâmetro dos furos
> 10” + 1,2 mm
- 0 mm
211
TABELA 4 – TOLERÂNCIAS DIMENSIONAIS DE FLANGES
Esses referenciais de tolerâncias são aplicáveis aos flanges do tipo com pescoço.
24” ou menor + 1,6 mm
Diâmetro externo
26”ou maior + 3,2 mm
10”ou menor + 0,8 mm
12” a 18 + 1,6 mm Diâmetro interno
20” ou maior + 3,2 mm
- 1,6 mm
Ressalto = 1,60 mm + 0,8 mm
Ressalto = 6,35 mm + 0,4 mm
Macho duplo e canal + 0,4 mm
Diâmetro do ressalto
Macho e fêmea + 0,4 mm
5” ou menor + 2,4 mm
- 0,8 mm Diâmetro do pescoço no local da
solda
6” ou maior + 4,0 mm
- 0,8 mm
Diâmetro na base 24” ou menor + 1,6 mm
Diâmetro do pescoço na base
Diâmetro na base acima de 24” + 3,2 mm
Círculo + 1,6 mm
Distância entre furos adjacentes + 0,4 mm Furação
Excentricidade do círculo e do
ressalto 0,4 mm máximo
Largura da face plana para solda Todos os tamanhos + 0,8 mm
Ângulo do biselamento Todos os tamanhos + 2o 30’
10” ou menor + 1,6 mm
Altura total
12”ou maior + 3,2 mm
18” ou menor + 3,2 mm
- 0 mm
Espessura
20” ou maior + 4,8 mm
- 0 mm
< 10” + 0,8 mm
- 0 mm
Diâmetro dos furos
> 10” + 1,2 mm
- 0 mm
212
6.7.4 Parafusos e Porcas
A aceitação dos parafusos e porcas passa pela certificação de material e verificação dimensional.
CERTIFICAÇÃO DE MATERIAL
Verificar os certificados de qualidade do material de todos os lotes de parafusos e porcas, em
confronto com as especificações ASTM.
parafuso: material ASTM A 307 limitado a 250 oC e pressão < 20 kgf/ cm2
estojo: material ASTM A 193 Gr B7 limitado a 480oC
estojo: material ASTM A 193 Gr B5 limitado a 590oC
estojo: material ASTM A 193 Gr B6 para temperatura > 590oC
estojo: material ASTM A 320 Gr L7 para temperatura < 0oC
CERTIFICAÇÃO DIMENSIONAL
Verificar se todos os lotes estão identificados com as seguintes características: especificação, tipo
de rosca, tipo de porca, tipo de parafuso e dimensões conforme ANSI B 18.2.1.
Verificar o estado geral quanto ao amassamento, trincas, corrosão e à proteção.
Verificar, por amostragem conforme Norma ABNT 309, em cada lote, se as seguintes
características estão de acordo com as referências da Norma ANSI B 18.2.1:
- símbolo ASTM estampado no parafuso e na porca, ver figura abaixo;
- comprimento do estojo L’
- comprimento do parafuso L
- diâmetro do parafuso, estojo e porca Dn
- altura da porca do parafuso A e D
- altura entre faces e arestas da porca B e E
- distância entre faces e arestas da porca C e F
- altura da porca G
- tipo e passo da rosca.
Parafuso Quadrado Parafuso Sextavado
Porca Sextavada Estojo
213
TABELA 5 – DIMENSÕES DE PORCAS E PARAFUSOS PARA FLANGES
Dimensões (pol.) de acordo com ANSI B 18.2.1
Classe do
flange
Diâmetro do
flange (pol) Quant.
Diâmetro
Nominal
(pol)
Parafusos
flange RF
L
Estojos
flange RF
L’
Estojos
flange OR
L’
1/2
3/4
1
4
4
4
1/2
1/2
1/2
2
2 1/4
2 1/4
2 1/2
2 1/2
2 3/4
3 1/4
1 1/4
1 1/2
2
2 1/2
3
4
4
4
4
4
1/2
1/2
5/8
5/8
5/8
2 1/2
2 1/2
2 3/4
3
3 1/4
2 3/4
3
3 1/4
3 1/3
3 3/4
3 1/4
3 1/2
3 3/4
4
4 1/4
4
6
8
10
12
8
8
8
12
12
5/8
3/4
3/4
7/8
7/8
3 1/4
3 1/2
3 3/4
4
4 1/4
3 3/4
4
4 1/4
4 3/4
4 3/4
4 1/4
4 1/2
4 3/4
5 1/4
5 1/4
150#
14
16
18
20
24
12
16
16
20
20
1
1
1 1/8
1 1/8
1 1/4
4 1/2
4 3/4
5
5 1/2
6
5 1/4
5 1/2
6
6 1/4
7
5 3/4
6
6 1/2
6 3/4
7 1/2
1/2
3/4
1
4
4
4
1/2
5/8
5/8
2 1/4
2 1/2
2 3/4
2 3/4
3
3 1/4
3
3 1/2
3 3/4
1 1/4
1 1/2
2
2 1/3
3
4
4
8
8
8
5/8
3/4
5/8
3/4
¾
2 3/4
3
3
3 1/2
3 3/4
3 1/4
3 1/2
3 3/4
4
4 1/4
3 3/4
4 1/4
4 1/4
4 3/4
5
4
6
8
10
12
8
12
12
16
16
3/4
3/4
7/8
1
1 1/8
4
4 1/4
4 3/4
5 1/2
6
4 1/2
5
5 1/2
6 1/4
6 3/4
5 1/4
5 3/4
6 1/4
7
7 1/2
300#
14
16
18
20
24
20
20
24
24
24
1 1/8
1 1/4
1 1/4
1 1/4
1 1/2
6 1/4
6 1/2
6 3/4
7 1/4
8
7
7 1/2
7 3/4
8 1/4
9 1/4
7 1/2
8 1/4
8 1/2
9
10 1/4
Dimensões (mm) de acordo com ANSI B 18.2.1 Diâmetro
nominal (pol.) A B C D E F G
1/2
5/8
3/4
8,3
10,7
12,7
19,0
23,8
28,6
25,8
33,7
40,4
8,7
10,7
12,1
22,2
26,9
31,8
25,6
31,2
36,3
12,3
15,5
18,6
7/8
1
1 1/8
1 1/4
15,0
16,6
19,0
21,4
33,3
38,1
42,9
47,6
47,1
53,9
60,6
67,4
14,7
17,1
19,0
21,4
36,5
41,3
46,0
50,8
42,2
47,2
53,2
58,6
21,8
25,0
28,2
30,9
1 3/8
1 1/2
1 5/8
1 3/4
23,0
25,4
52,4
57,1
74,1
80,8
23,0
25,4
29,4
55,6
60,3
65,1
69,8
64,2
69,6
75,1
80,6
34,1
37,3
40,5
43,6
1 7/8
2
2 1/4
2 1/2
34,1
38,1
42,1
74,6
79,4
88,9
98,4
86,1
91,6
102,6
113,6
46,8
50,0
55,9
62,3
2 3/4
3
3 1/4
3 1/2
46,0
50,8
107,9
117,5
127,0
136,5
124,6
135,6
146,6
157,6
68,6
75,0
80,9
87,3
214
6.7.5 Filtros
Verificar se todos os filtros estão identificados por plaqueta de acordo com a codificação do
projeto.
Verificar, por amostragem conforme Norma ABNT 301, se as seguintes características estão de
acordo com as normas adotadas pelo projeto:
- distância entre as extremidades;
- dimensões dos suportes;
- extremidades flangeadas, roscadas e soldadas;
- conformidade do “mesh” do elemento filtrante com as normas de projeto e o seu estado;
- estado geral do filtro.
6.7.6 Raquetes e “Figura 8”
Verificar se todas as raquetes e “figuras 8” estão identificadas por puncionamento com a
especificação do material, grau, classe de pressão e diâmetro.
Verificar os certificados de qualidade do material de todas as “figuras 8”, em conformidade com a
Norma ASTM aplicável.
Verificar o estado geral da superfície principalmente das ranhuras, quanto à existência de mossa,
corrosão e se estão devidamente protegidas.
Verificar, por amostragem conforme Norma ABNT 301, as seguintes características de acordo
com as especificações adotadas pelo projeto:
- diâmetro interno e externo na região da junta;
- diâmetro externo do tubo;
- profundidade, tipo e passo das ranhuras;
- espessura;
- rebaixo para junta tipo anel;
- posição do furo de rotação;
- diâmetro do furo de rotação;
- dimensão do ressalto.
215
6.7.7 Juntas de Vedação
Verificar se as juntas de vedação estão identificadas, com material, tipo, material do enchimento,
diâmetros, classe de pressão e padrão dimensional de fabricação.
Verificar em todas as juntas de vedação tipo anel o estado da superfície, quanto à corrosão,
amassamentos, avarias mecânicas e trincas.
Verificar, por amostragem conforme Norma ABNT 309, se as seguintes características da junta
estão de acordo com as normas adotadas pelo projeto:
- espessuras;
- diâmetro interno e externo;
- passo das juntas espiraladas ou corrugadas;
- espaçadores das juntas metálicas, diâmetro externo e espessura;
- todas as dimensões das juntas de vedação tipo anel e a dureza nas emendas, se houver.
6.7.8 Juntas de Expansão
Verificar se todas as juntas de expansão estão identificadas por plaqueta de acordo com a
codificação do projeto.
Verificar as seguintes características de acordo com as especificações adotadas pelo projeto:
- distância entre extremidades;
- extremidades (flanges, solda de topo);
- tirantes;
- travamento;
- soldas;
- estado geral das peças da junta quanto à trincas, amassamentos e corrosão, principalmente na
região do fole, onde não são admitidos quaisquer defeitos;
- alinhamento;
- marcação do sentido de fluxo.
Figura 2 – Junta de Expansão com Travas
Nota: as juntas de expansão são pré-estiradas, cerca de
50% do curso total, mediante 2 varetas que devem ser
retiradas quando as mesmas forem instaladas. O
comprimento da junta “fria” é a medida certa para cortar
a tubulação à temperatura de 20 oC. Se na ocasião do
recebimento for efetuada prova hidráulica, deve-se
colocar duas varetas roscadas conforme indicado na
figura 2 para anular a ação axial. Estas varetas devem
ser mantidas também durante a prova da tubulação.
216
6.7.9 Válvulas
A aceitação das válvulas manuais passa pelas inspeções tipo “A” e tipo “B” .
INSPEÇÃO DE RECEBIMENTO TIPO “A”
Feita com base em desenhos e documentos aprovados pelo cliente para certificar se a válvula
está de acordo com a Especificação de Compra. Geralmente, são de fabricação em série,
dispensando a presença na fábrica do inspetor do cliente.
INSPEÇÃO DE RECEBIMENTO TIPO “B”
Feita com base em desenhos e documentos aprovados pelo cliente para certificar se a válvula
está de acordo com a Especificação de Compra. Esta válvula poderá ser ou não de fabricação em
série. A presença do inspetor na fábrica para acompanhamento de inspeções e testes finais será
definida pelo cliente. Estas inspeções de recebimento se aplicam às válvulas manuais de aço
fundido e ao aço carbono forjado dos tipos:
- bloqueio - gaveta e macho;
- regulagem de fluxo - globo, agulha, borboleta e diafragma;
- fluxo em um só sentido - retenção e de pé.
DOCUMENTAÇÃO ENVOLVIDA NA INSPEÇÃO TIPO “A”
Deverão estar disponibilizados 7 itens:
1. desenhos e documentos aprovados;
2. inspeção de quantidade;
3. marcas de identificação;
4. relatório dimensional;
5. análise química e ensaios mecânicos;
6. relatório de testes;
7. relatório de pintura.
DOCUMENTAÇÃO ENVOLVIDA NA INSPEÇÃO TIPO “B”
Deverão estar disponibilizados 10 itens:
1. desenhos e documentos aprovados;
2. inspeção de quantidade;
3. marcas de identificação;
4. defeitos de fundição;
5. acabamento;
6. relatório dimensional;
7. inspeção de reparos;
8. análise química e ensaios mecânicos;
9. relatório de testes;
10. relatório de pintura.
217
PROCEDIMENTOS PARA INSPEÇÃO DE RECEBIMENTO TIPO “A”
Documentação
- verificar se os desenhos e documentos enviados pelo fabricante e que servirão de base para a
inspeção, estão aprovados pelo cliente;
- relacionar os testes e inspeções aprovados para o equipamento, conforme o “Plano detalhado
de Inspeções e Testes”;
- fazer a análise dos relatórios e certificados enviados pelo fabricante, conforme descrito neste
procedimento.
Inspeção de quantidade
- verificar se todas as válvulas constantes na lista de materiais foram fornecidas.
-verificar as marcas de Identificação
- verificar se as marcações estão de acordo com o especificado.
Relatório dimensional
- verificar se as dimensões principais das válvulas constantes no relatório dimensional estão
conforme os desenhos e documentos aprovados.
Análise química e ensaios mecânicos
- verificar se os certificados de análise química e ensaios mecânicos dos materiais e das válvulas
estão conforme o especificado.
Relatório de testes
- verificar se os mesmos foram realizados conforme ensaios citados na inspeção tipo “B”.
Relatório de pintura
- verificar o relatório de pintura, conforme especificado pelo cliente.
PROCEDIMENTOS PARA INSPEÇÃO DE RECEBIMENTO TIPO “B”
Documentação, :
- verificar se os desenhos e documentos enviados pelo fabricante e que servirão de base para a
inspeção estão aprovados pelo cliente;
- verificar e relacionar os testes e inspeções aprovados para o equipamento conforme o “Plano
Detalhado de Inspeções e Testes”;
- fazer a inspeção das válvulas conforme descrito neste procedimento.
Inspeção de quantidade
Verificar, individualmente, se todas as válvulas constantes na lista de materiais foram fornecidas.
Marcas de Identificação
Verificar se as marcações na válvula estão de acordo com o especificado, observando:
- no volante da válvula: indicação do sentido de abertura;
- no corpo da válvula: indicação do sentido de fluxo, o diâmetro nominal, símbolo do fabricante e
classe de pressão.
Defeitos de Fundição
Verificar a existência de trincas, inclusão de areia, rebarbas de fundição ou defeitos semelhantes
nas peças fundidas. Não é permitido puncionamento, para sanar porosidades do corpo.
Acabamento
Verificar se existem defeitos de usinagem ou mau acabamento das peças de vedação, peças
rosqueadas, buchas e faceamento dos flanges.
Verificar se houve reparo de fabricação e em caso afirmativo checar a profundidade, a extensão e
a qualidade dos materiais empregados
As válvulas que tenham sofrido reparos por solda, não devem ser pintadas.
218
6.7.9.1 Inspeção Dimensional
TOLERÂNCIAS PARA AS DIMENSÕES “DE FACE A FACE”
válvulas de DN < 250 mm +1,6 mm;
válvulas de DN >300mm + 3,0 mm.
TOLERÂNCIAS PARA O ÂNGULO DE PARALELISMO α E PARA O ÂNGULO DE
PERPENDICULARISMO β DAS FACES
Tolerâncias Diâmetro nominal das
válvulas em mm Paralelismo (α ) Perpendicularismo ( β )
até 100 90o + 30´ 90o + 30´
de 150 até 250 90º + 20´ 90º + 20´
maior que 250 90o +15´ 90o +15´
Paralelismo Perpendicularismo
TOLERÂNCIAS DIMENSIONAIS DOS FLANGES, VER PÁGINAS 210 E 211
6.7.9.2 Inspeção de funcionamento
Verificar
- se a operação do volante é suave e se sua ligação com a haste é segura. Na operação de
abertura e fechamento verificar o sistema de vedação;
- se a ligação da haste com o disco ou cunha está correta;
- a concentricidade do disco ou do cone de vedação nas válvulas tipo globo ou angular. Nestas, o
disco deve ser concêntrico em relação à sede e, quando totalmente fechadas, o disco deve
assentar perfeitamente na sede;
- se nas válvulas tipo gaveta o centro da cunha coincide com o centro da sede e se a área de
passagem do fluxo fica totalmente livre, quando a válvula está totalmente aberta. Neste tipo de
válvula, nenhuma parte do diâmetro de cunha deve ficar contida no diâmetro de passagem da
sede, quando esta se encontrar totalmente aberta.
219
6.7.9.3 Inspeção de reparos
Todos os reparos por solda devem ser examinados por líquidos penetrantes, partículas
magnéticas ou raios-X.
Defeitos de fundição observados visualmente ou detectados por ensaios não destrutivos ou
vazamentos ocorridos durante o teste hidrostático, podem ser reparados por solda, desde que
atendidos os requisitos aplicáveis para cada tipo de material.
Estes reparos são classificados segundo a norma Norma ABNT P-NB-230, como indicado.
REPAROS SUPERFICIAIS
São aqueles que podem ser eliminados por esmerilhamento, sem necessidade de reparo por
solda, desde que seja mantida a espessura mínima especificada, conforme norma de fabricação
e que o fundo da cavidade tenha um raio três vezes maior que sua profundidade.
REPAROS MÉDIOS
São aqueles em que após a remoção da parte defeituosa resulte numa espessura de parede no
mínimo de 80% da espessura mínima especificada.
Esses defeitos devem ser reparados por solda.
REPAROS GRANDES
São aqueles em que após a remoção da parte defeituosa resulte numa espessura inferior a 80%
e superior a 20% da espessura mínima especificada.
Esses defeitos devem ser reparados por solda sendo as válvulas tratadas termicamente para
alívio de tensões.
RESALVAS
- Os reparos de aços austeníticos na clsse de pressão de 300 a 600 lbs, cujo tamanho ou
localização possam afetar a resistência e a corrosão, devem ser reaustenizados após a solda.
- Não devem ser aceitos reparos por martelamento.
- Não são permitidos reparos com soldas em válvulas forjadas
6.7.9.4 Certificados de análise química e ensaios mecânicos dos materiais
Verificar os certificados de análise química e ensaios mecânicos dos materiais usados na
fabricação das válvulas fornecidas pelo Contratante.
Esses certificados devem estar de acordo com os materiais especificados em projeto.
220
6.7.9.5 Teste hidrostático
Condição: o fluido utilizado para o teste hidrostático deve ser água limpa, isenta de óleo e à
temperatura ambiente.
Teste do corpo e da tampa “Castelo”: o teste deve ser feito com a válvula totalmente aberta, com
a pressão conforme tabela da norma P-NB-230, abaixo descrita.
Classe de pressão (lbf / pol2) Pressão de teste (kgf / cm2)
150 30,0
300 77,0
600 105,0
Após a pressão atingir o valor indicado nesta tabela, manter por tempo suficiente para se
proceder à inspeção de toda a superfície do corpo e da tampa castelo. O tempo mínimo de
permanência da válvula sob a pressão de teste será de:
- 5 minutos para válvulas com diâmetros menores ou iguais a 8”
- 10 minutos para válvulas com diâmetros maiores ou iguais a 10”.
6.7.9.6 Teste de vedação
O teste deve ser feito com a válvula totalmente fechada e com uma das extremidades livre, para
que se possa fazer a inspeção. O teste deve ser feito com ar ou gás inerte e com a pressão de 5
kgf/cm2 conforme norma ABNT P-NB-230. Deve ser observado o lado correto em que se aplicará
a pressão. Para válvulas com duas superfícies de vedação, ambas devem ser ensaiadas
separadamente. As superfícies de assentamento devem estar limpas e isentas de óleo. Após
atingir o valor indicado, manter a pressão por um tempo suficiente para se fazer a inspeção de
toda a superfície de vedação. São tolerados os vazamentos, conforme indicado:
Diâmetro nominal do orifício Vazamento permissível
polegada milímetro ml /minuto bolhas/minuto
1 2 0,15 1
1 ½ 40 0,30 2
2 50 0,45 3
2 ½ 65 0,60 4
3 80 0,90 5
4 100 1,70 11
6 150 4,00 27
8 200 6,75 45
≥ 10 250 7,50 50
Nota: esses testes e o tempo de duração podem também ser executados em conformidade com
os referencias da norma API, especificação 6D, página 27 ano 2002.
6.7.9.7 Teste de faiscamento
Fazer o teste de faiscamento nas válvulas com revestimento interno de elastômeros ebonite,
vidro, teflon, epóxi, borracha a fim de detectar trincas, bolhas, arranhões ou descontinuidade.
Qualquer falha detectada deve ser reparada e após o reparo, executar novamente o teste.
221
6.8 PRÉ-MONTAGEM
6.8.1 Condições Gerais
A pré-montagem executada a partir dos desenhos dos “spools”, isométricos e do manual de
montagem só poderá ser iniciada se:
- os equipamentos de montagem estiverem alocados;
- os materiais de consumo estiverem disponibilizados;
- os materiais para montagem estiverem identificados;
- a seqüência de montagem por área e por sistema de utilidade, estiver estabelecida.
- os processos de soldagem, ajustagem, fixação, limpeza, teste e aceitação das redes estiverem
definidos;
- o pessoal envolvido na soldagem e nos exames não destrutivos tiver qualificação;
- os desenhos em planta e corte, isométricos, suporte e “spools” estiverem aprovados.
6.8.2 Condições Específicas
REFERENTE AOS MATERIAIS E AOS COMPONENTES
- as dimensões das conexões deverão ser verificadas antes do corte dos tubos de modo que
eventuais ajustes possam ser feitos;
- as dimensões e os pesos das peças (spools) devem ser função da capacidade dos
equipamentos de transporte e, de elevação de carga;
- a dimensão linear de todos os tubos deve contemplar um sobre-comprimento de 100 mm, os
alinhamentos e os ângulos de furação das diversas partes que compõem a peça (spool), devem
atender as tolerâncias, indicadas na figura 3 página 222;
RESSALVAS
- na armazenagem e manuseio de tubos e peças, cuidar para que não haja entrada de terra nos
tubos, e lesão nos revestimentos;
- as válvulas devem estar fechadas e com os bocais tamponados.
222
FIGURA 3 – REFERENCIAIS DE TOLERÂNCIA
223
6.9 PREPARAÇÃO E MARCAÇÃO DOS TUBOS
Preparação dos tubos: fazer sem desperdício, dando atenção à dimensão, material e espessura
dos tubos. As sobras devem ser identificadas.
SIMBOLOGIA DOS CHANFROS
Marcações Dimensionais: incluir os acréscimos no caso de corte automático de 3 a 4 mm, para
acabamento de 5 mm, além do comprimento final da barra do tubo (ver figura abaixo).
Marcação de material : inserir o referencial “ASTM” do material do tubo.
EXEMPLO DE MARCAÇÃO
( sem escala )
6.10 CORTE, FOLGAS, CHANFROS E DOBRAMENTO DE TUBOS
CORTE DE TUBOS
São efetuados, mecanicamente ou por maçarico, passando por um acabamento por esmeril. No
caso de corte por maçarico deve ser assegurada a remoção completa das carepas de solda da
face dos chanfros e proximidades até que se perceba a exposição normal da superfície metálica
do tubo.
Chanfro “Tipo V” executado por maçarico
após o corte do tubo
Chanfro “Tipo V”
executado por usinagem
após o corte do tubo
Chanfro “Tipo U ou V”
(com arestas internas)
executado por usinagem
após o corte do tubo
224
FOLGAS
Figura 4 - Folgas para Ligações Sobrepostas Figura 5 - Folga para Ligações Penetrantes
Figura 6 - Folga para Flanges de Encaixe Figura 7 - Folga para Flanges Sobrepostos
FORMATO DOS CHANFROS
Figura 8 - Chanfro V entre Tubos ou Conexões Figura 9 - Canfro V p/ Espessuras Diferentes
DOBRAMENTO DE TUBOS
: raio mínimo de dobramento igual a 2,5 x diâmetro nominal do tubo.
Tolerâncias: relativa à redução de espessura: { ( t – tO ) / t } x 100 < 8%
Tolerâncias: relativa à mudança de seção: { ( D – DO ) / D } x 100 < 5%,
Nestas expressões
t espessura nominal do tubo em mm
to espessura do tubo depois de dobrado em mm
D diâmetro interno do tubo antes de dobrado em mm
D0 diâmetro interno do tubo depois de dobrado em mm
225
6.11 MONTAGEM
6.11.1 Condições Gerais
O estado das superfícies das peças (spools), dos tubos e acessórios vindos da pré-montagem,
devem ser inspecionados quanto a avarias no transporte.
Os alinhamentos indicados na página 222 devem estar conforme ANSI B 31.3 figura 327.3.2.
Os desalinhamentos iguais ou inferiores a 1,5mm, a ajustagem deve ser a frio não havendo
necessidade de usinar ou esmerilhar a superfície interna para proporcionar a concordância.
A ajustagem até 2,0mm dos desalinhamentos pode ser feita por dois métodos. O primeiro
consiste em esmerilhar ou usinar a superfície interna de uma das extremidades ou de ambas,
com uma inclinação de no mínimo 1 para 4, tomando-se cuidado para que a espessura final não
seja inferior a 87,5% da espessura nominal do tubo ou acessório. Caso este recurso não possa
ser aplicado, é aceitável um segundo método, que consiste no martelamento a quente tanto para
aço-carbono como para aço-liga, sem necessidade de tratamento térmico desde que:
- a diferença D inicial - D final for ≤ D inicial X 0.05
- a temperatura de aquecimento para os aços carbono fique entre 620 a 680°C.
- a temperatura de aquecimento para aços liga com teor de Cr até 1,25% fique entre 620 e 720°C.
- para aços liga com teor de Cr de 1,25 % a 5% fique entre 680 e 720oC com martelamento
executado sobre chapa intermediária.
O desenvolvimento das chapas para as curvas em gomos deve atender à Norma ANSI B 31.3,
Item 306.3. As soldas de fabricação das curvas de gomo devem ser examinadas por radiografia
ou ultra-som, em toda sua extensão.
Na fabricação das bocas de lobo, o anel de reforço caso previsto, só deve ser montado após
conclusão e exame da solda executada entre os tubos de ligação, conforme “ANSI B 31.3 Figura
327.4.4D”.
O comprimento da derivação deve ser no máximo 150mm medidos a partir da geratriz superior do
tubo principal. A penetração do passe de raiz da solda entre os tubos, deverá ser inspecionada
visualmente. Após a conclusão da solda entre os tubos, deverá ser realizado novo exame com
líquido penetrante e só então montado o anel de reforço.
Não deve ser usado o aquecimento localizado em materiais especificados segundo ANSI B 31.3
com “P-number” P3, P4, P5, P6, P10A e P10B. Se isto for absolutamente necessário após o
aquecimento, esta área deve ser submetida a um tratamento térmico.
A espessura do “cachorro” não deve ultrapassar o maior dos valores; a metade da espessura do
tubo ou 5mm.
Devem ser dispostos inclinados em relação à direção longitudinal dos tubos de pelo menos 300.
Devem ser de material similar ao do tubo, mesmo “P-number”. Caso isto não seja possível, deve
ser feito um revestimento, na região de contato com o tubo, com metal depositado e de
composição química compatível com o material do tubo. A espessura do revestimento deve ser
igual ou maior que a altura do cordão usado no ponteamento.
A quantidade de “cachorros” por junta soldada deve ser:
- duas peças se o diâmetro do tubo for < 4”
- quatro peças se o diâmetro do tubo for < 14”
- seis peças se o diâmetro do tubo for < 24”
226
6.11.2 Flanges
Os flanges disponibilizados para montagem, devem ter suas faces protegidas contra choques
mecânicos e corrosão. Após a remoção desta proteção, devem ser examinadas criteriosamente e
só então liberados para montagem.
Salvo indicação em contrário, os flanges deverão
ser montados no tubo, de maneira que os
planos vertical e horizontal que contém a linha de centro da tubulação dividam igualmente a
distância entre os furos dos parafusos do flange.
Quando usados flanges sobrepostos, devem ser soldados interna e externamente na tubulação,
de maneira que a extremidade do tubo fique afastada da face do flange de uma distância igual à
parede do tubo mais 3mm. A solda interna deve ser executada de maneira que a face do flange
não exija re-usinagem. No caso de uso de flanges de encaixe, a folga entre o extremo do tubo e a
face do encaixe deve ser de 1,5mm.
Os flanges de orifício devem ser montados com as tomadas posicionadas na tubulação, conforme
definido em projeto.
A solda interna dos tubos com flanges de orifício deve ter o reforço interno esmerilhado rente ao
tubo.
Flanges de aço acoplados com flanges de ferro fundido, devem ser montados com cuidado para
evitar que se danifique o flange de ferro fundido.
Não é permitido o acoplamento de flange de ressalto com flange de face lisa. Caso haja esta
necessidade, o ressalto deve ser removido por usinagem, e usada junta de face.
Os furos dos parafusos devem estar alinhados, independente de qualquer esforço e sem que
tenha sido inserido entre os flanges qualquer material que não seja a junta especificada; os
parafusos devem passar pelos furos livremente, após a linha estar totalmente soldada.
Os flanges devem ser apertados pelos parafusos de maneira uniforme e dentro dos limites
especificados. O aperto deve ser feito gradativamente e numa seqüência em que sejam
apertados parafusos diametralmente opostos. Não é permitido o uso de extensões nas chaves
para aperto dos parafusos dos flanges. No aperto, as porcas devem ficar completamente
roscadas no corpo do parafuso ou estojo. Quando se tratar de estojo, as porcas devem ficar a
igual distância das extremidades. Em nenhuma hipótese é permitido o ponteamento com solda
das porcas nos parafusos ou peças.
A tensão de aperto do flange, deve ser processada por igual pelos parafusos diametralmente
opostos, conforme indicado na figura, utilizando-se torquímetro ou medindo-se a extensão da
rosca do parafuso. Os parafusos e as porcas devem ser grafitados quando do aperto.
TENSÕES RECOMENDADAS PARA OS APERTOS DOS PARAFUSOS DOS FLANGES
- inicial (PI) de 25 a 40 bar se a junta for de borracha
- inicial (PI) de 80 a 120 bar se a junta for de papelão hidráulico
- inicial (PI) de 200 a 400 bar se a junta for metálica
- residual (PR) 1,5 a 2,0 vezes o valor do aperto inicial
- final (PF) ajustado conforme efeito da dilatação
6.11.3 Juntas de Vedação
As juntas de vedação definitivas das ligações flangeadas, devem estar de acordo com as
especificações de material do projeto de tubulação. No caso de juntas cortadas de lençóis, a
identificação do material do lençol deve ser transferida para cada junta cortada.
As juntas não metálicas devem estar limpas, sem sulcos, riscos, mossas ou quaisquer
deformações visíveis. Caso o diâmetro externo das juntas de vedação não esteja de acordo com a
ANSI B 16.5, Apêndice E, Figuras 3, 5 e 7, providenciar um anel de papelão com o diâmetro externo
correto dentro dos quais se encaixará a junta de vedação. Montar o conjunto assim formado na ligação
flangeada.
227
6.11.4 Juntas de Expansão
As juntas de expansão devem ser montadas de modo que não sejam submetidas a qualquer
esforço para o qual não foram projetadas.
6.11.5 Ligações Roscadas
A abertura de roscas em tubos galvanizados ou com outros revestimentos externos, deverá ser
acompanhada de recomposição similar desses revestimentos após a abertura da rosca.
Nos tubos galvanizados aplicar a trincha, em duas demãos, tinta de fundo epóxi-pó de zinco amida
curada de dois componentes, de modo a obter espessura seca de 35 mícrons por demão como mínimo.
A aplicação da 1ª demão deve ser feita imediatamente após a abertura da rosca e execução da ligação
roscada. O tempo de secagem para a aplicação da 2ª demão varia de 18 a 24 horas.
Antes da aplicação do vedante, deve ser verificada a limpeza da rosca, que deve estar livre de
rebarbas, limalhas e outros resíduos. Não é permitido usar qualquer material não especificado
nas juntas roscadas, tais como: barbantes, estopas, zarcão, etc.
O aperto das roscas deve ser feito com ferramentas adequadas, não se permitindo o uso de
extensões.
As soldas de selagem das ligações roscadas só podem ser executadas quando indicadas no
projeto; e não poderão terminar na região da rosca. Neste caso não será permitida a aplicação de
vedantes. Não é permitida a solda de selagem em tubos galvanizados.
6.11.6 Suportes Metálicos
Durante a montagem devem ser previstos suportes provisórios, de modo que a linha não sofra
tensões exageradas, nem que esforços elevados não previstos no projeto, sejam transmitidos aos
equipamentos, mesmo que por pouco tempo.
O material dos apoios, na parte soldada com o tubo, deve ter o mesmo “P-number“ do tubo.
Os berços fixados por solda descontínua, devem ser soldados após a conclusão da pintura, nas
partes que serão encobertas pelo suporte. Os espaços entre os cordões de solda devem ser
calafetados para impedir a penetração de água.
As ancoragens só devem ser feitas após a conclusão dos trabalhos de montagem, alinhamento,
nivelamento, e imediatamente antes do teste hidrostático. Somente podem ser executadas nos
locais previstos pelo projeto, devendo ser retiradas as soldas provisórias usadas na montagem
dos suportes deslizantes.
6.11.7 Equipamentos Estáticos, bombas, compresspres, ventiladores, tanques, etc.
Antes da montagem desses equipamentos na base de concreto, o nivelamento deve ser aferido e
eventuais ajustes feitos com a utilização de calços de aço instalados em ambos os lados dos
parafusos chumbadores, deixando espaço suficiente para execução do grauteamento.
Observar:
- o intervalo entre calços não deve exceder a 800mm;
- o centro dos calços deve coincidir com a circunferência média da área de apoio;
- a altura do calço não deve ultrapassar 5mm da altura da base prevista em projeto;
- o comprimento dos calços deve ser 30 mm maior que a largura da base do equipamento.
A pressão suportada pelos calços, avaliada pela expressão A=P/ (N x L x B) não deve exceder a
30 kgf/cm2. Caso isso ocorra, o número de calços deve ser aumentado. Na expressão
referenciada, considerar:
- A: pressão suportada, em kgf/cm2.
- P: peso de içamento do equipamento, em kgf.
- N: número de calços.
- L: comprimento do calço.
- B: largura do calço, conforme tabela.
Diâmetro Nominal do Chumbador Largura do Calço
d ≤ 1” 50 mm
1 ¼ ≤ d < 2” 75 mm
d ≥ 2” 100 mm
228
6.12 INSPEÇÃO VISUAL E DIMENSIONAL EM SOLDAS
O controle da preparação das juntas e da qualidade da solda, deverá seguir as instruções
estabelecidas nas classes A1, A2 e A3 da Norma DIN 8563 que determinam:
CLASSE A1 PARA REDES DE OXIGÊNIO
- controle visual e dimensional de chanfros e bordas: obrigatório;
- controle visual e dimensional de ajustagem das partes a soldar: obrigatório;
- controle de pré-aquecimento e temperatura de interpasse em função
da temperatura ambiente, espessura e natureza do metal base: obrigatório;
- qualificação do procedimento de soldagem: obrigatório;
- qualificação do soldador: obrigatório;
- controle por radiografia (solda de topo com penetração total) obrigatório 100%.
Caberá ao montador:
- responsabilizar-se pela elaboração da Caderneta de Controle de Soldas, em duas vias,
indicando para cada solda: o número da solda; a identificação dos soldadores; as características
dos eletrodos; a data de execução; os resultados dos exames de radiografia;
- estruturar no canteiro um Órgão de Controle de Soldagem, o qual terá como escopo: aprovar o
procedimento de solda;
aprovar o material de soldagem, os eletrodos, as regulagens de tensão e
de intensidade; submeter os soldadores a testes, dando certificados de aprovação e indicando
sua capacidade; controlar visualmente as soldas; realizar o controle radiográfico e interpretar os
resultados; realizar ensaios destrutivos e definir a numeração das soldas.
CLASSE A2 PARA REDES DE GASES E ACETILENO
- controle visual e dimensional de chanfros e bordas: obrigatório;
- controle visual e dimensional de ajustagem das partes a soldar: obrigatório;
- controle de pré-aquecimento e temperatura de interpasse
- em função da temperatura ambiente, espessura e natureza do
- metal base: obrigatório;
- qualificação do procedimento de soldagem: obrigatório;
- qualificação de soldador: obrigatório;
- controle de soldador: obrigatório;
- controle por radiografia ou ultra-som: com amostragem mínima
de 10% no caso de solda de topo ou junta T com penetração total: obrigatório;
- controle por radiografia ou ultra-som nas soldas de filete: não obrigatório;
- controle por líquido penetrante:(amostragem mínima de 10%): obrigatório.
CLASSE A3:PARA REDES DE ÁGUA, AR COMPRIMIDO E NITROGÊNIO
- qualificação de procedimento não obrigatório;
- qualificação de soldador não obrigatório;
- controle por radiografia, ultra-som ou líquido penetrante: não obrigatório;
- controle visual e dimensional de chanfros e bordas: obrigatório;
- controle visual e dimensional de ajustagem das partes a soldar: obrigatório;
- emprego de eletrodos normalizados, de fabricantes idôneos: obrigatório.
Nota: os critérios de execução e de aceitação de juntas soldadas serão feitos conforme Norma
API 1104 ou ANSI B 31.3, última edição.
229
6.12.1 Inspeção de Soldas
INSPEÇÕES VISUAL INTERNA
Serão inspecionados:
- as condições do chanfro;
- a preparação das máquinas e eletrodos;
- o alinhamento de tubo com tubo e folga;
- o término do passe da raiz;
- o termino da solda;
- a marcação das identificações do soldador e do inspetor interno.
Observar os seguintes defeitos de solda:
- mordedura;
- porosidade;
- fissura;
- altura do cordão;
- falta de cordão;
- respingo.
Todos os preparativos e trabalhos da soldagem, bem como os parâmetros principais devem ser
anotados em ficha apropriada indicada na página 232 registrando:
- número da máquina de solda
- tipo e referência do eletrodo
- corrente elétrica / polaridade
- nome e número do soldador
- posição da solda
- espessura da parede
- folga da raiz.
INSPEÇÃO RADIOGRÁFICA
Serão inspecionadas somente as soldas de topo. As soldas de encaixe e de filete não serão
inspecionadas.
A inspeção será executada de acordo com a Norma ANSI B31.3 “SPOT EXAMINATION”. Os
pontos para radiografia serão definidos por amostragem aleatória e indicados no isométrico.
Serão examinados 10% das juntas soldadas.
Deverá aparecer na imagem radiográfica:
- data da execução da radiografia;
- número da linha;
- número da junta;
- número do filme;
- número do soldador;
- a capa do filme deverá apresentar a identificação da junta, o laudo e a assinatura do inspetor.
Os critérios para a interpretação do filme radiográfico deverão ser acordados considerando a
extensão do ASME SEC. XIII UK-52 “SPOT EXAMINATION”.
As soldas que apresentarem defeitos serão reparadas e novamente radiografadas.
A aceitação das imperfeições de soldagem, deverão estar conforme a norma DIN 8563.
230
INSPEÇÃO DIMENSIONAL - TOLERÂNCIAS CONFORME NORMA DIN 8563
231
6.12.2 Defeitos de Solda
TIPO DE DEFEITO - INCLUSÃO DE ESCÓRIA SUPERFICIAL - CRITÉRIOS PARA INSPEÇÃO
Classe A1 - Inaceitável qualquer inclusão cuja maior dimensão for maior que:
- para espessura menor que 10 mm 2,5 mm
- para espessura na faixa de 10 a 19 mm 5,0 mm
- para espessura na faixa de 20 a 60 mm 0,3 x espessura
- para espessura maior que 60 mm. 20 mm
Classe A2- Inaceitável qualquer inclusão cuja maior dimensão for maior que:
- para espessura menor que 10 mm 4,0 mm
- para espessura na faixa de 10 a 19 mm, 6,0 mm
- para espessura na faixa de 20 a 60 mm 0,5 x espessura
- para espessura maior que 60 mm. 30 mm
Classe A3 - Inaceitável qualquer inclusão cuja maior dimensão for maior que:
- para espessura menor que 10 mm 5,0 mm
- para espessura na faixa de 10 a 19 mm 7,0 mm
- para espessura na faixa de 20 a 60 mm 0,7 x espessura
- para espessura maior que 60 mm 50 mm
No caso de mais de uma inclusão, a soma de suas dimensões na extensão de soldagem de
12 x a espessura, deverá ser menor que a espessura nas Classes A1 e A2 e menor que 1,5 x a
espessura na Classe A3, exceto se a separação entre duas for maior que 6 x a maior delas na
Classe A1, 4 x a maior delas na Classe A2 e 3 x a maior delas na Classe A3.
TIPO DE DEFEITO: POROSIDADE SUPERFICIAL - CRITÉRIOS PARA INSPEÇÃO
Classe A1 - Um poro isolado é inaceitável se seu diâmetro for maior que:
- para espessura menor que 5 mm 1,0 mm
- para espessura na faixa de 5 a 9 mm 1,5 mm
- para espessura na faixa de 10 a 20 mm 2,0 mm
- para espessura na faixa de 20 a 40mm 2,5 mm
- para espessura maior que 40 mm 3,0 mm
Classe A2 - Um poro isolado é inaceitável se seu diâmetro for maior que:
- para espessura menor que 5 mm 1,5 mm
- para espessura na faixa de 5 a 9 mm 2,0 mm
- para espessura na faixa de 10 a 20 mm 2,5 mm
- para espessura na faixa de 20 a 40mm 3,0 mm
- para espessura maior que 40 mm 4,0 mm
Classe A3 - Um poro isolado é inaceitável se seu diâmetro for maior que:
- para espessura menor que 5 mm 2,0 mm
- para espessura na faixa de 5 a 9 mm 2,5 mm
- para espessura na faixa de 10 a 20 mm 3,0 mm
- para espessura na faixa de 20 a 40mm 4,0 mm
- para espessura maior que 40 mm 5,0 mm
É inaceitável qualquer concentração de poros alinhados ou não se a soma dos diâmetros numa
extensão de soldagem de 12 x a espessura for maior que a espessura nas Classes A1 e A2 e
1,5 x a espessura na Classe A3, exceto se a separação entre dois poros for maior que 6 x o maior
deles na Classe A1, 4 x o maior deles na Classe A2 e 3 x o maior deles na Classe A3.
232
6.13 GUIA PARA SOLDAGEM COM ATMOSFERA PROTETORA
Material Gás
Aços não ligados e de baixa liga Argônio S
Aços inoxidáveis austeníticos AGAMIX SH – 02
Aços de alta liga não austeníticos Argônio S
Alumínio e suas ligas Argônio S
Cobre e suas ligas Argônio S
Solda TIG
Titânio Argônio SR
Aços não ligados e de baixa liga AGAMIX SK 20
Aços de alta liga AGAMIX SK 02
Alumínio e suas ligas Argônio S
Cobre e suas ligas Argônio S
Solda MIG - MAG
Titânio Argônio SR
Aços não ligados e de baixa liga Argônio S
Aços inoxidáveis austeníticos Argônio S
Aços de alta liga não austeníticos Argônio S
Alumínio e suas ligas Argônio S
Cobre e suas ligas Argônio S
Proteção de raiz
Titânio Argônio SR
6.14 ESPECIFICAÇÃO DE PROCEDIMENTO DE SOLDAGEM - EPS
Formulário baseado parcialmente no Código ASME, Seção IX.
Processo de soldagem: manual, semi-automático.
Tipo: Data:
JUNTAS:
Projeto da Junta:
Cobre Junta Sim ou Não:
Tipo de material:
TRATAMENTO TÉRMICO APÓS SOLDAGEM:
Faixa de temperatura:
Tempo de permanência:
METAIS DE BASE:
Tipo
Análise química:
Faixa de espessura:
CARACTERÍSTICAS ELÉTRICAS:
Corrente CC ou CA:
Polaridade:
Faixa de corrente:
Tensão:
METAIS DE ADIÇÀO E FLUXOS
Classificação AWS:
Marca comercial:
Dimensões:
GÁS:
Gás de proteção:
Composição das misturas:
Vazão:
PRÉ-AQUECIMENTO:
Temperatura:
Temperatura entre passes:
TÉCNICA:
Dimensão do bocal:
Distância Bico de contato-peça:
Limpeza inicial escovamento ou esmerilhamento
Limpeza entre passes escovamento ou esmerilhamento:
Cordão reto ou trançado:
Oscilação:
Método de goivagem:
Número de passes por lado
Eletrodo simples ou múltiplo:
Faixa de velocidade de soldagem:
Posição:
DETALHES DA JUNTA
Passe Metal de Adição Corrente
Número Processo Classe Diâmetro Polaridade Faixa(A)
Faixa de
Tensão (V)
Velocidade
(mm/s)
233
6.15 LIMPEZA DAS TUBULAÇÕES
CONDIÇÕES GERAIS
O local para execução dos serviços de limpeza deverá ser limpo, ventilado, com boa iluminação,
protegido contra intempérie e entrada de estranhos.
Deverá possuir tomadas de energia elétrica, vapor, nitrogênio, ar comprimido, água potável,
bancadas apropriadas para limpeza dos tubos, tanques com dimensões suficientes para a
completa imersão dos tubos e dos “spools”, instalações para higiene do pessoal e lava olhos para
eventual emergência.
Deverão estar disponíveis: equipamentos de segurança, ferramental, acessórios, plástico
transparente com espessura mínima de 0,3mm, adesivo transparente e cordão de algodão.
ETAPAS PROCESSUAIS
Faz-se necessária à execução das etapas de 1 a 8 na seqüência apresentada, para se obter
eficiência no processo de limpeza das redes de utilidades.
Etapa 1 - Recebimento: consiste em receber os tubos em barras ou “spools”, vindos do “pipe
shop” com todos os detalhes de fabricação já realizados.
Etapa 2 - Inspeção e seleção: verificação da conformidade dos “spools” com os desenhos de
fabricação, e seleção do processo de limpeza adequado.
Etapa 3 - Limpeza inicial: efetuada por meio de processo químico ou simplesmente lavagem por
meio de jato de água. Neste caso a limpeza será executada do ponto mais alto para o mais baixo,
a fim de que o fluxo de água carregue todos os corpos estranhos existentes no interior das
tubulações.
Etapa 4 - Limpeza primária
PARA TUBULAÇÕES GALVANIZADAS E ACESSÓRIOS
Tubulação: - lavagem com jato de água limpa);
- jateamento com vapor de processo a temperatura de 150o a 190o C;
- secagem com ar comprimido seco ou nitrogênio;
- proteção das extremidades dos tubos e spools;
Acessórios: - inspeção visual para se constatar, se há ou não necessidade limpeza. Caso haja,
desmontá-los totalmente e limpar os componentes com estopa embebida em
tricloroetileno, para remoção de óleo ou graxa.
Para tubulações e acessórios em aço carbono
Tubulações com diâmetros < 2”: limpeza por meio de um processo químico análogo ao utilizado
nas redes de oxigênio.
Tubulações com diâmetros > 2”: jateamento interno com areia padrão SA 1 ½”, sopro com ar
comprimido seco.
Acessórios: conforme o procedimento para os acessórios galvanizados.
234
PARA TUBULAÇÕES E ACESSÓRIOS PREVISTAS PARA REDES DE OXIGÊNIO
a) Limpeza mecânica
Os tubos retos, curvas, derivações, reduções e peças, com diâmetros de 100 a 400 mm, deverão
ser limpos por jateamento abrasivo (com areia), o suficiente para que a superfície interna e
externa atinja o metal quase branco, padrão SA 2 ½.
Excluí-se aqueles componentes de aço inoxidável e metais não ferrosos.
Para tubulações com diâmetro < 100 mm, a limpeza deverá ser feita manual ou mecanicamente
com escovas metálicas, de aço inoxidável austenítico ou de bronze.
b) Desengraxamento
Imergir as peças por um período de 60 minutos em solução de hidróxido de sódio - NaOH, na
concentração de 10% a 12% à temperatura de 50 a 60oC.
Retirar as peças e lavá-las em jato de água limpa até que todo componente alcalino seja
eliminado, e inspecioná-las. A operação deverá ser repetida, caso necessário.
A concentração indicada no início da limpeza deverá permanecer constante no decorrer dos
trabalhos de limpeza, devendo ser reforçada caso se note queda nos banhos sucessivos.
Após o término do desengraxamento deve ser verificada a remoção da solução alcalina usando-
se papel de tornassol.
Esta etapa será aplicada a todos os componentes das tubulações: tubos, peças, acessórios com
exceção daqueles recebidos limpos e selados no fabricante: válvulas, filtros, instrumentos, juntas
de expansão dos componentes de aço inoxidável ou de metais não ferrosos.
c) Decapagem
Imergir as peças, por um período de 2 horas, em solução de ácido sulfúrico - H2SO4 na
concentração de 10 a 12% em volume à temperatura de 50 a 60oC, com até 0,6% de inibidor de
corrosão.
Retirar as peças e lavá-las em jato de água limpa até que todo componente ácido seja removido.
Para manter a concentração constante, a densidade deverá ser verificada e reforçada conforme
necessário.
d) Neutralização
Imergir as peças, por um período de 30 minutos, em solução de hidróxido de sódio - NaOH na
concentração de 6% à temperatura ambiente.
Retirar as peças e lavá-las em jato de água limpa (potável), até que todo componente alcalino
seja removido. Comprovar a remoção da solução alcalina usando-se papel de tornassol.
Esta etapa será realizada sempre que for feita a decapagem.
e) Imersão em água
Imergir as peças, por um período de 10 minutos, em água aquecida a 50o Celsius.
Retirar as peças e lavá-las em jato de água potável.
f) Sopro do vapor
Soprar os componentes com jato de vapor para que carepas remanescentes nas paredes dos
mesmos se soltem.
235
g) Fosfatização
Imergir as peças, por um período de 30 minutos, em solução de ácido fosfórico - H3PO4 na
concentração de 5% em volume, à temperatura ambiente.
Retirar as peças e deixar que estas se sequem naturalmente.
h) Limpeza com solvente clorado
A limpeza com solvente clorado deverá ser realizada em todos os componentes das tubulações,
mesmos aqueles que tenham sido recebidos limpos e selados do fabricante. A limpeza com
solvente clorado deverá ser realizada com 1,1/1 tricloroetano (metil clorofórmio).
Observações -
Antes da limpeza deverá ser feita a análise do solvente utilizado para imersão dos componentes,
quanto à quantidade de hidrocarbonetos dissolvidos.
Para tal, utilizar instrumento aferido e calibrado e selecionar a amostra representativa do solvente.
Se a quantidade de hidrocarbonetos dissolvidos for maior ou igual a 20 ppm, o solvente será
considerado inadequado e substituído totalmente por solvente novo.
236
PROCEDIMENTO PARA LIMPEZA DE TUBOS E CONEXÕES COM SOLVENTE CLORADO
EM DIÂMETROS MENORES QUE 100 MM
- imergir os componentes pelo período de duas horas;
- após a imersão lavar os mesmos com jatos de água limpa. Vedar uma das extremidades do
componente e colocar o tricloroetano (solvente novo) no interior do mesmo, até um volume de 2/3
do volume interno total do componente. Fazer movimentos para cima e para baixo girando o
componente ao mesmo tempo;
- retirar o solvente e proceder à inspeção quanto à concentração de hidrocarbonetos;
- proceder a secagem do componente ao ar livre ou jato de nitrogênio seco;
- inspecionar com luz negra.
EM DIÂMETROS NA FAIXA DE 100 MM A 400 MM
- imergir os componentes pelo período de duas horas;
- após a imersão preparar um jato de solvente novo e jactá-lo na parte interna do componente;
- proceder então à inspeção do solvente clorado quanto a concentração de hidrocarbonetos;
- proceder a secagem do componente ao ar livre ou jato de nitrogênio seco;
- inspecionar com luz negra.
EM DIÂMETROS MAIORES QUE 400 MM
- imergir os componentes pelo período de 2 horas;
após a imersão fazer uma limpeza manual com pano embebido com solvente novo;
- proceder a secagem do componente ao ar livre ou jato de nitrogênio seco;
- inspecionar com luz negra.
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