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AVALIAÇÃO DE CONFORMIDADE DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DE

UM TERMINAL DE REGASEIFICAÇÃO DE GNL

Christian Ramalho Gomes dos Santos

Projeto de Graduação apresentado ao Curso de

Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,

Universidade Federal do Rio de Janeiro, como

parte dos requisitos necessários à obtenção do

título de Engenheiro.

Orientador: Reinaldo de Falco

Rio de Janeiro

Março 2016

II




PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE

ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO

RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO

DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO.

Examinado por:

_____________________________________________

Prof. Reinaldo de Falco, M.Sc. (Orientador)

_____________________________________________

Prof. Daniel Onofre de Almeida Cruz, D.Sc.

_____________________________________________

Prof. Antonio MacDowell de Figueiredo, Dr.Ing.

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL

MARÇO 2016

III

Dos Santos, Christian Ramalho Gomes

Avaliação de conformidade do sistema de

combate a incêndio de um terminal de regaseificação

de GNL/ Christian Ramalho Gomes dos Santos. – Rio

de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2016.

VIII, 78 p.: il.; 29,7 cm.


Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola

Politécnica/ Curso de Engenharia Mecânica, 2016.

Referências Bibliográficas: p. 73.

1. Introdução 2. Revisão Bibliográfica 3. Descrição

do Sistema de Combate a Incêndio 4. Análise das

Bombas do Sistema 5. Análise dos Acionadores do

Sistema 6. Ponto de Operação do Sistema 7.

Conclusão. I. De Falco, Reinaldo. II. Universidade

Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Curso de Engenharia

Mecânica. III. Avaliação de conformidade do sistema

de combate a incêndio de um terminal de

regaseificação de GNL.

IV

Agradecimentos

Primeiramente, agradeço a minha família, em especial ao meu pai, pelo apoio

incondicional em todos os momentos importantes de minha vida.

Aos engenheiros com quem tive a oportunidade de trabalhar em meu tempo de

estágio. Em especial, aos engenheiros Kenji e Geraldo, por todos os ensinamentos passados.

Aos meus amigos da Minerva Aerodesign, responsáveis pelos melhores momentos

em meus anos de faculdade. Momentos como, em um dia de sábado, vi nosso projeto sair do

papel e voar, pela primeira vez.

Ao professor Reinaldo de Falco, pela orientação neste trabalho

Aos professores Daniel Onofre e Figueiredo, pela participação na banca.

Finalmente, agradeço a todos aqueles que contribuíram de alguma forma para que eu

chegasse aqui.

V

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

parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.




Março/2016


Curso: Engenharia Mecânica

Este projeto final tem como objetivo a verificação da conformidade dos componentes

do sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de GNL. Assim, é feita a

análise das bombas, acionadores e ponto de operação do sistema. A partir destes resultados,

elaboramos um plano de ação para que o sistema volte a operar de acordo com os requisitos

de projeto e com as indicações previstas pelas normas vigentes.

Palavras-chave: bomba centrífuga, sistema de combate a incêndio, NFPA 25, NFPA

20.

VI

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

the requirements for the degree of Engineer.

CONFORMITY ASSESSMENT OF THE FIRE FIGHTING SYSTEM OF A LNG

REGASIFICATION TERMINAL


March/2016

Advisor: Reinaldo de Falco

Course: Mechanical Engineering

This Project aims to verify the conformity assessment of the components of the fire

fighting system of a LNG regasification terminal. Therefore, we analyse the pumps, drivers

and operating point for different case scenarios. From the results obtained, we proposed an

action plan map seeking to keep the system operating according to the project requirements

and the recommendations of the current standards.

Keywords: centrifugal pump, fire fighting system, NFPA 25, NFPA 20.

VII

Sumário

1. Introdução ........................................................................................................ 1

1.1. Motivação ................................................................................................. 3

1.2. Objetivo .................................................................................................... 3

1.3. Limitações ................................................................................................ 4

1.4. Divisão do Trabalho .................................................................................. 4

2. Revisão Bibliográfica ....................................................................................... 5

2.1. Noções de Mecânica dos Fluidos ............................................................. 5

2.2. Noções sobre Bombas Hidráulicas ......................................................... 17

3. Descrição do Sistema de Combate a Incêndio ............................................... 31

3.1. Acessórios do Sistema ........................................................................... 31

3.2. Bombas e Acionadores ........................................................................... 34

3.3. Linha de tubulação ................................................................................. 35

4. Análise das Bombas do Sistema.................................................................... 38

4.1. Curvas Atuais das Bombas ..................................................................... 39

4.2. Curvas Originais das Bombas ................................................................. 41

4.3. Comparação entre as curvas .................................................................. 42

4.4. Associação de Bombas .......................................................................... 45

5. Análise dos acionadores do Sistema ............................................................. 51

5.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 / B-02) ...................................... 52

5.2. Bombas Esco (B-03 / B-04) .................................................................... 53

6. Ponto de Operação do Sistema ..................................................................... 54

6.1. Dados de Projeto .................................................................................... 55

VIII

6.2. Curva do Sistema ................................................................................... 55

6.3. Ponto de Operação Original .................................................................... 59

6.4. Ponto de Operação Atual ........................................................................ 63

7. Conclusão ...................................................................................................... 71

Referências Bibliográficas ....................................................................................... 73

Anexo 1......................................................................................................................74

Anexo 2......................................................................................................................76

1

1. Introdução

O gás natural é um combustível fóssil proveniente das frações mais leves do

petróleo, sendo constituído majoritariamente por gás metano. O consumo desta fonte

de energia é crescente, sendo usado como combustível em sistemas de transporte,

residências, indústrias e usinas termelétricas.

O gás natural ofertado ao mercado brasileiro tem origem em três diferentes

fontes, a saber, na produção nacional, no gás importado da Bolívia e no Gás Natural

Liquefeito (GNL), que é comprado de outros fornecedores. Abaixo, podemos ver a

expectativa da evolução da oferta de gás natural no Brasil para os próximos anos:

Figura 1.1 – Oferta de Gás Natural no Brasil (www.petrobras.com.br)

O desequilíbrio nas condições de oferta e demanda de gás natural no Brasil, nos

últimos anos, aliado às incertezas quanto ao fornecimento do gás boliviano, impôs ao

país a necessidade de adoção de alternativas de suprimento desse combustível, a fim

de flexibilizar a oferta de gás e assegurar o fornecimento continuado aos diferentes

segmentos de consumo [1].

http://www.petrobras.com.br/

2

Desta forma, a diversificação das fontes de suprimento, principalmente pelo

investimento no Gás Natural Liquefeito (GNL), se mostrou uma importante solução para

mitigar os riscos de desabastecimento, sendo uma alternativa para o transporte por

dutos.

O gás natural liquefeito ou GNL é obtido através da liquefação do gás natural,

pelo resfriamento a temperaturas tão baixas como -160 °C. Esse processo permite

estocar e transportar o gás natural em condições técnico-econômicas viáveis, visto que

1 m³ de GNL comporta em média 600 m³ de Gás Natural, em condições de temperatura

e pressão ambientes [2]. Abaixo, um esquema do funcionamento da cadeia de GNL:

Figura 1.2 – Cadeia de GNL (www.oldhamgas.com)

Por chegar ao território nacional no estado líquido, é necessário que o GNL seja

regaseificado antes de ser enviado, como gás natural, ao usuário final. Como vemos no

esquema acima, esse processo ocorre em um terminal de regaseificação de GNL.

http://www.oldhamgas.com/

3

1.1. Motivação

O risco de vazamento e subsequente explosão está presente em todas as etapas

da cadeia de produção de GNL, da produção até sua distribuição ao consumidor final.

Por ser volátil e inflamável, é imperativo que detectemos qualquer vazamento o mais

rápido possível e que estejamos preparados para combater prontamente qualquer foco

de incêndio, a fim de evitar possíveis catástrofes.

Assim, o sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de

GNL é um sistema crítico e, de forma a garantir sua efetividade, deve ser testado

periodicamente, de acordo com os requisitos e nos prazos estabelecidos pelas normas

vigentes.

O presente trabalho foi motivado pelo resultado de um dos testes realizados no

sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de GNL. A avaliação

consistiu no levantamento das curvas características de desempenho das bombas do

sistema de combate a incêndio “in loco”, através da medição da pressão de descarga,

vazão e rotação.

A avaliação gerou um relatório que condenou o conjunto de bombas do sistema

por não atenderem aos requisitos descritos nas normas vigentes. Como conclusão, o

relatório recomendou que as bombas fossem revisadas, de forma a terem suas

características de desempenho reestabelecidas.

1.2. Objetivo

O objetivo deste trabalho é avaliar não só as bombas, mas também o sistema, o

que inclui os trechos de tubulação, os acessórios de combate a incêndio e os

acionadores. Desta forma, buscamos estabelecer o plano de ação para que o sistema

volte a operar conforme o projeto e de acordo com as normas. Assim, pode-se dizer que

este projeto é uma continuação natural do relatório citado anteriormente.

Para a avaliação do sistema, além de levantarmos as curvas atuais das bombas,

realizamos o reconhecimento das linhas de tubulação e obtivemos a curva do sistema.

Comparamos, também, as curvas atuais das bombas com suas curvas originais.

Analisamos, ainda, a conformidade dos acionadores de cada um dos conjuntos moto-

bomba, quanto às potências disponíveis por eles e as requeridas pelas bombas.

Desta forma, concluímos o trabalho apresentando os resultados obtidos por

nossas análises e propondo as modificações necessárias ao sistema.

4

1.3. Limitações

Devemos ter em mente que todo o sistema (linhas de tubulação, bombas,

acionadores, etc.) já existe. Portanto, a ideia não é fazer um novo projeto, mas modificar

o mínimo possível o sistema já existente, resolvendo nosso problema da forma menos

custosa possível.

1.4. Divisão do Trabalho

O presente trabalho foi estruturado em 7 capítulos, de forma a abranger todo o

conteúdo necessário para seu entendimento. Abaixo, descrevemos os tópicos

abordados em cada capítulo:

Capítulo 1 – Introdução: Apresentação do assunto, discutindo a motivação,

objetivo, limitações e a divisão do trabalho.

Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica: O capítulo mostra os principais conceitos de

mecânica dos fluidos e bombas, tendo como foco bombas centrífugas.

Capítulo 3 - Descrição do Sistema: O capítulo descreve os acessórios do sistema

de combate a incêndio do terminal, a linha de tubulação do sistema, as bombas e seus

acionadores.

Capítulo 4 - Análise das Bombas do Sistema: O capítulo analisa e compara o

desempenho das curvas atuais e originais das bombas presentes no sistema, tal como

o desempenho de suas associações em paralelo.

Capítulo 5 - Análise dos Acionadores do Sistema: Através da curva de potência

requerida de cada bomba, identificamos a máxima potência requerida e comparamos

este valor com a potência disponível por cada acionador.

Capítulo 6 – Ponto de Operação do Sistema: Buscamos obter tanto o ponto de

operação atual como o original dos diferentes cenários de associação das bombas de

nosso sistema.

Capítulo 7 – Conclusão: Concluímos o trabalho resumindo os resultados das

análises feitas no projeto e estabelecendo um plano de ação para que o sistema volte a

operar conforme as condições de projeto e normas vigentes.

Por último, temos a bibliografia consultada neste trabalho e em anexo, as tabelas

de comprimentos equivalentes utilizada para os cálculos de perda de carga e a

verificação do programa utilizado para obter o ponto de operação do sistema, através

do cálculo das perdas de carga de cada trecho, manualmente.

5

2. Revisão Bibliográfica

2.1. Noções de Mecânica dos Fluidos

Neste capítulo, abordamos as principais noções de mecânica dos fluidos para o

completo entendimento do trabalho.

2.1.1. Classificação do Escoamento

O escoamento de fluidos pode ser classificado de diferentes formas: Laminar ou

turbulento, permanente ou transiente, entre outras. A ideia deste tópico é apresentar as

classificações necessárias para se definir a dinâmica de um escoamento, quanto ao seu

estado de organização, variação de trajetória de suas partículas e variação temporal de

suas propriedades.

2.1.1.1. Escoamento Laminar

O escoamento é dito laminar quando as partículas de um fluido se movem ao

longo de trajetórias retilíneas e bem definidas. Os filetes líquidos são paralelos entre si

e as velocidades em cada ponto são invariáveis em direção e grandeza. Este

escoamento ocorre geralmente a baixas velocidades e em fluidos que apresentem

grande viscosidade.

2.1.1.2. Escoamento Turbulento

O escoamento é dito turbulento, quando as partículas de um fluido não se

movem ao longo de trajetórias bem definidas, ou seja, movem-se em todas as direções

e com velocidades variáveis.

Esse é o escoamento presente na grande maioria dos casos de escoamento em

tubulações, sendo muito comum em sistemas que trabalham com água, pela sua baixa

viscosidade.

2.1.1.3. Escoamento Permanente

O regime é dito permanente se as propriedades de cada ponto não variam com

o tempo, podendo variar de um ponto para outro [3]. Assim, poderemos muitas vezes

aproximar o escoamento de uma tubulação alimentada por uma bomba que funciona

com ponto de operação constante, como em regime permanente.

6

2.1.1.4. Escoamento Transiente

O regime é dito transiente quando as propriedades do escoamento variam com

o tempo. Isso ocorre, por exemplo, durante partidas e paradas de bombas.

2.1.1.5. Escoamento Uniforme

O regime é dito uniforme se a velocidade é a mesma em magnitude e direção

em cada ponto do espaço, em um instante qualquer. Entretanto, se a distribuição de

velocidade na seção transversal do tubo não varia em um determinado trecho, o regime

pode ser considerado uniforme [3].

2.1.1.6. Escoamento não uniforme

O regime é dito não uniforme se a velocidade varia em magnitude e/ou direção

em algum ponto do espaço, em um instante qualquer. De fato, fluidos reais apresentam

uma variação de velocidade ao longo da seção transversal, com perfis de velocidade

compatíveis com o tipo de escoamento.

2.1.1.7. Escoamento Compressível

Escoamento aonde a variação de massa específica do fluido não é desprezível.

Esse tipo de escoamento é mais comum quando trabalhamos com gases.

2.1.1.8. Escoamento Incompressível

Escoamento aonde a variação de massa específica é desprezível. Para muitos

líquidos, a temperatura tem pouca influência sobre a massa específica. Sob pressões

moderadas, os líquidos podem ser considerados incompressíveis. Entretanto, em altas

pressões, os efeitos de compressibilidade nos líquidos podem ser importantes [4].

2.1.2. Número de Reynolds

O número de Reynolds é o principal número adimensional, em mecânica dos

fluidos, utilizado para caracterizar o comportamento de um escoamento. Seu significado

físico é a razão entre as forças de inércia e as forças de viscosidade. Assim, se o número

de Reynolds for alto, os efeitos viscosos são desprezíveis e se for baixo, os efeitos

viscosos são dominantes.

7

É o principal fator para a classificação do escoamento em sistemas de transporte

de líquidos e é calculado pela seguinte equação:

𝑅𝑒 =𝜌. 𝑉. 𝐷

𝜇

Onde temos:

𝜌 = Massa Específica do Fluido

𝑉 = Velocidade do Escoamento

𝐷 = Diâmetro da Seção

𝜇 = Viscosidade Absoluta do Fluido

Baseados no valor do número de Reynolds, os escoamentos são classificados

da seguinte forma [5]:

Regime Laminar: Re < 2000

Regime Transitório: 2000 < Re < 4000

Regime Turbulento: Re > 4000

2.1.3. Vazão

Vazão é definida como a quantidade de fluido que passa por uma determinada

seção por unidade de tempo. Usualmente, definimos esta quantidade em unidades de

massa ou volume.

2.1.3.1. Vazão Volumétrica

É a quantidade de fluido, em volume, que passa por determinada seção. Suas

unidades mais comuns são m³/h, m³/s, l/s e GPM. É calculada segundo a equação:

𝑄 = V. A

Onde temos:

𝑄 = Vazão volumétrica

V = Velocidade do Escoamento

A = Área da seção

8

2.1.3.2. Vazão Mássica

É a quantidade de fluido, em massa, que passa por determinada seção. Suas

unidades mais comuns são kg/h, kg/s, t/h e lb/h. É calculada segundo a equação:

𝑄𝑚 = ρ. V. A

Onde temos:

𝑄𝑚 = Vazão mássica

ρ = Massa Específica do Fluido

V = Velocidade do Escoamento

A = Área da seção

2.1.4. Equação da Continuidade

A equação da continuidade é uma expressão matemática da lei da conservação

de massa, que estabelece que a massa de uma partícula de fluido é constante [3].

Se tivermos um escoamento de um fluido incompressível, em regime

permanente, passando por uma tubulação, podemos afirmar que o fluxo mássico que

entra por determinado trecho, deve ser igual ao fluxo mássico que sai deste mesmo

trecho, ou seja:

𝑄𝑚1 = 𝑄𝑚2

Porém, como visto anteriormente, a relação entre a área da seção de

escoamento, a velocidade média do escoamento e a vazão volumétrica é conhecida.

Desta forma, podemos dizer que:

𝐴1. 𝑉1 = 𝐴2. 𝑉2

Ou

𝑄 = 𝑉. 𝐴 = Constante

A equação acima nos mostra que em uma tubulação em regime permanente, a

velocidade é inversamente proporcional à área da seção. Esta equação é conhecida

como Equação da Continuidade.

9

Abaixo, um desenho ilustrando as diferentes velocidades e áreas em duas

diferentes seções de um trecho de tubulação.

Figura 2.1 – Trecho de tubulação com seções variáveis [5]

2.1.5. Teorema de Bernoulli

A energia não pode ser criada nem destruída, mas apenas transformada, ou

seja, a energia total é constante [5]. O teorema de Bernoulli nada mais é que um caso

particular do princípio da conservação de energia, expressando que em um fluido ideal,

a energia se conserva ao longo de seu percurso.

A energia total de um fluido é a soma de três diferentes formas de acúmulo de

energia: Energia de pressão, Energia Cinética e Energia Potencial.

A energia potencial de um ponto em um fluido por unidade de peso é definida

como a cota deste ponto em relação a um determinado plano de referência. É dada

como:

𝐻𝑔𝑒𝑜 = 𝑍

Onde temos:

𝐻𝑔𝑒𝑜 = Energia potencial

𝑍 = Cota do ponto em relação ao plano de referência

A energia de pressão por unidade de peso é a energia do fluido devido a pressão

que possui e é dada como:

𝐻𝑝𝑟 = 𝑃

𝛾

10

Onde temos:

𝐻𝑝𝑟 = Energia de Pressão

𝑃 = Pressão Absoluta

𝛾 = Peso Específico

Finalmente, A energia cinética por unidade de peso é definida como:

𝐻𝑣 = 𝑉²

2. 𝑔

Onde temos:

𝐻𝑣 = Energia Cinética


𝑔 = Aceleração da Gravidade

Considerando-se um escoamento em regime permanente e incompressível de

um líquido perfeito, sem receber ou fornecer energia e sem troca de calor, a energia

total em qualquer ponto do fluido é constante, ou seja:

𝑍1 +𝑃1

𝛾+

𝑉1²

2. 𝑔= 𝑍2 +

𝑃2

𝛾+

𝑉2²

2. 𝑔= 𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒

2.1.6. Teorema de Bernoulli adaptado a fluidos reais

O teorema de Bernoulli considera a hipótese de um fluido perfeito, não levando

em conta as perdas que o fluido encontrará em seu caminho devido ao atrito com

tubulação, viscosidade, etc. Assim, para trabalharmos com fluidos reais, devemos

adicionar um termo extra ao teorema, que contabilize a energia por unidade de peso

perdida pelo líquido ℎ𝑓. Chegamos, portanto, na equação abaixo:

𝑍1 +𝑃1

𝛾+

𝑉1²

2. 𝑔= 𝑍2 +

𝑃2

𝛾+

𝑉2²

2. 𝑔+ ℎ𝑓

11

Abaixo, um esquema que nos mostra a variação de energia do fluido em um

trecho de tubulação. Vale notar que nesta imagem, o termo referente à perda de energia

por unidade de peso no líquido é dada como ” Hp “.

Figura 2.2 – Variação de Energia em um trecho de tubulação [5]

2.1.7. Perda de Carga

Perda de carga é a redução de pressão traduzida na forma de perda de energia

e, como vimos, é um termo fundamental para a utilização da equação de Bernoulli,

quando a adaptamos a fluidos reais.

A perda de carga é dividida em dois tipos, a saber, perda de carga normal e

perda de carga localizada. A perda de carga normal é a parcela que se verifica nos

trechos retos da tubulação, enquanto a perda de carga localizada ocorre nos acessórios

da tubulação, como válvulas e conexões.

Assim, a perda de carga total é a soma das parcelas de perda de carga normal

com a perda de carga localizada, e é calculada através do termo ℎ, que representa a

energia por unidade de peso perdida em um trecho de tubulação, como vemos abaixo:

ℎ = ℎ𝑓 + ℎ𝑙

12

2.1.7.1. Equação de Hagen-Poiseuille

A perda de carga normal no regime laminar, em tubos, é obtida através da

equação de Hagen-Poiseuille:

ℎ𝑓 = 32. µ. 𝑉.𝐿

𝑔. 𝐷2

Onde temos:

ℎ𝑓 = Perda de Carga


g = Aceleração da Gravidade

µ = Viscosidade Absoluta

L = Comprimento do Trecho

D = Diâmetro da Tubulação

2.1.7.2. Equação de Darcy-Weisbach

A perda de carga normal em regime turbulento, em tubos, não permite uma

análise exclusivamente teórica, sendo necessário alguma ajuda de dados experimentais

[1]. Uma das formas de calculá-la é através da equação de Darcy-Weisbach:

ℎ𝑓 = 𝑓.𝐿

𝐷 .

𝑉²

2. 𝑔

Onde temos:

ℎ𝑓 = Perda de carga


𝑔 = Aceleração da gravidade

𝐿 = Comprimento do trecho

𝐷 = Diâmetro da tubulação

𝑓 = Fator de Atrito

O fator de atrito f é função do número de Reynolds e da rugosidade relativa da

tubulação. Seu valor pode ser obtido través da consulta ao ábaco de Moody, como

vemos a seguir:

13

Figura 2.3 – Ábaco de Moody [5]

Para o cálculo do fator de atrito, existem ainda dois casos especiais: Escoamento

laminar, onde o fator de atrito depende exclusivamente do número de Reynolds e o

Escoamento completamente turbulento, onde o fator de atrito depende exclusivamente

da rugosidade relativa.

A equação de Darcy-Weisbach é a mais utilizada para cálculos de perda de

carga e para o regime laminar, ao utilizarmos 𝑓 = 64

√𝑅𝑒 , temos o mesmo resultado que o

obtido pela equação teórica de Haigen-Poiuselle.

2.1.7.3. Equação de Hazen-Williams

Para o cálculo da perda de carga normal em regime turbulento, em tubos, a

equação de Hazen Williams é uma das fórmulas mais utilizadas para sistemas operando

com água, sendo normalmente usada para diâmetros superiores a 50 mm [3]. Nela, a

perda de carga é calculada da seguinte forma:

ℎ𝑓 = 10,64 . 𝑄1,85

𝐶1,85. 𝐷4,87. 𝐿

14

Onde temos:

ℎ𝑓 = Perda de carga do trecho

𝐶 = Coeficiente de Hazen-Williams

Q = Vazão volumétrica da tubulação

D = Diâmetro da tubulação

L = Comprimento da tubulação

O valor de C é função do material e idade da tubulação. Podemos estimar seu

valor com o auxílio da tabela a seguir:

Figura 2.4 – Valores de C para diferentes materiais e idades de tubulação [5]

15

2.1.7.4. Perda de carga localizada

Perdas de carga localizadas são aquelas devidas a distúrbios locais do fluxo ao

passar por acidentes [3]. Existem dois métodos principais para o cálculo de perda de

carga localizada. O método direto e o método do comprimento equivalente.

a) Método Direto

Para o cálculo da perda de carga através do método direto, utilizamos o fator K,

que expressa a influência do atrito, diâmetro e comprimento e é tabelado para cada tipo

de acessório utilizado.

Os valores de K são tabelados e fornecidos pelos fabricantes e a perda de carga

é calculada pela seguinte fórmula:

ℎ𝑓𝑙 = K .𝑉²

2 . 𝑔

Para calcular a perda de carga, devemos somar cada parcela de perda de carga

localizada, utilizando o termo K referente a cada acessório separadamente, gerando

uma perda de carga localizada total.

Figura 2.5 – Valores de K para diferentes acidentes [5]

16

b) Método do Comprimento Equivalente

Para o cálculo da perda de carga através do método do comprimento

equivalente, devemos obter o valor do comprimento reto da tubulação em questão que

reproduziria exatamente a mesma perda de carga do acessório. Tal como no método

direto, nos utilizamos de valores tabelados para o comprimento equivalente e então a

perda de carga é calculada da seguinte forma:

ℎ𝑓𝑙 = f .𝐿𝑡𝑜𝑡

𝐷.

𝑉²

2 . 𝑔

Onde Ltot é a soma dos comprimentos equivalentes de cada acessório da

tubulação, conforme a ilustração abaixo:

Figura 2.6 – Método para calcular o Comprimento Equivalente do trecho [5]

Os valores dos comprimentos equivalentes referentes a cada acessório podem

ser encontrados nas tabelas do Anexo1.

17

2.2. Noções sobre Bombas Hidráulicas

Bombas são equipamentos mecânicos utilizados para o transporte de líquidos

através de tubulações. Recebem energia de equipamentos acionadores (motores

elétricos, turbinas a gás ou a vapor, motores de combustão interna) e a transferem para

o líquido que está sendo bombeado, sob a forma de energia de pressão, cinética ou

ambas.

2.2.1. Classificação das Bombas

As bombas podem ser classificadas de diversas formas, como segundo sua

aplicação ou pela forma com que a energia é cedida ao fluido. Esta última forma é

bastante comum e pode ser vista abaixo:

Figura 2.7 – Classificação das Bombas

2.2.2. Bombas de Deslocamento Positivo

Bombas de deslocamento positivo, ou bombas volumétricas, são bombas onde

a energia é fornecida ao líquido já sob a forma de pressão. Nelas, o líquido descreve

uma trajetória onde, sucessivamente, enche e depois é expulso de espaços com

volumes pré-determinados no interior da bomba [3].

18

Essas bombas são mais comuns em sistemas que necessitam de baixas vazões

e altas pressões ou que trabalham com fluidos de alta viscosidade. Possuem a

característica especial de suas vazões dependerem apenas da velocidade de rotação.

Assim, para uma rotação constante, a vazão tem apenas uma pequena variação, se

mantendo praticamente a mesma.

As bombas volumétricas podem ser divididas, ainda, de acordo com o

movimento que imprimem à massa fluida, podendo ser classificadas como bombas

alternativas ou bombas rotativas. As bombas rotativas são capazes de operar com

vazões mais elevadas que as alternativas.

Bombas rotativas, como o próprio nome indica, são bombas que imprimem

movimento à massa fluida através de um movimento de rotação. Podem ser

classificadas como bomba de parafuso, lóbulos, engrenagens ou ainda de palhetas

deslizantes.

Um dos tipos mais comuns de bomba rotativa é a bomba de engrenagem. Nela,

duas engrenagens giram dentro do corpo da bomba, com folgas muito pequenas. Com

o movimento de rotação das engrenagens, o fluido, aprisionado nos vazios entre os

dentes e a carcaça, é empurrado pelos dentes e forçado a sair pela tubulação de

recalque [3]. Abaixo, uma ilustração de uma bomba de engrenagens.

Figura 2.8 – Bomba de Engrenagens (www.flowserve.com.br)

Bombas alternativas são bombas que imprimem movimento à massa fluida

através de um movimento retilíneo de ida e volta (movimento alternativo). Podem ser

classificadas como bomba de pistão, de êmbolo ou de diafragma.

http://www.flowserve.com.br/

19

Um dos tipos mais comuns de bomba alternativa é a bomba de pistão. Nela, o

órgão que produz movimento ao líquido é um pistão, que se desloca dentro de um

cilindro. Seu movimento dentro do cilindro pode ser dividido em duas etapas, como

vemos na figura abaixo:

Figura 2.9 – Movimento do pistão [3]

Na etapa 1, ocorre o curso de aspiração. Nela, o pistão se move em direção

contrária à válvula de admissão, tendendo a produzir vácuo. Nesta etapa, o pistão está

admitindo fluido, ou seja, temos a válvula de admissão aberta e a válvula de recalque

fechada.

Na etapa 2, ocorre o curso de recalque. Nela, o pistão se move na direção da

válvula de admissão, empurrando o fluido para fora do cilindro. Nesta etapa, a válvula

de admissão se encontra fechada, enquanto temos a válvula de recalque aberta.

Abaixo, temos a ilustração de uma bomba de pistão multi-estágio:

Figura 2.10 – Bomba multi-estágio de pistão (www.flowserve.com.br)


20

2.2.3. Bombas Dinâmicas

Bombas Cinéticas ou dinâmicas, são bombas nas quais a movimentação do

fluido é realizada mediante a rotação de um impelidor. As bombas dinâmicas podem ser

classificadas como: Bombas Centrífugas, de fluxo misto, axiais ou regenerativas. As

bombas centrífugas podem, ainda, ter duas diferentes classificações de acordo com a

geometria do impelidor, podendo ser centrífugas radiais ou centrífugas tipo francis.

Os diferentes tipos de bombas dinâmicas são diferenciados pela forma na qual

o impelidor passa energia ao fluido e também pela orientação do fluido ao sair do

impelidor.

Figura 2.11 – Tipos de Impelidores de Bombas Dinâmicas [5]

Na figura acima, podemos notar a diferença, indicada pelas setas, das direções

de saída do fluido, ao passar pelos impelidores. Isto ocorre pois nas bombas centrífugas

radiais, a energia passada à massa líquida é puramente centrífuga, fazendo com que

ele escoe radialmente. Já nas bombas axiais, a energia é passada ao fluido puramente

por arrasto, tornando sua direção de saída paralela à de entrada.

Quanto à seleção do tipo de impelidor, em geral, as bombas centrífugas são

utilizadas quando são necessários maiores Heads, enquanto as bombas de pás axiais

são escolhidas quando são necessárias maiores vazões.

Sobre as bombas de fluxo misto, seu desempenho se encontra entre o das

bombas centrífugas e axiais, variando de acordo com o ângulo de suas pás. Desta

forma, transferem energia ao fluido tanto por forças centrífugas como por arrasto.

21

Figura 2.12 – Impelidor de uma bomba de fluxo misto [3]

Ao contrário das bombas de deslocamento positivo, nas bombas dinâmicas, as

variáveis vazão e pressão possuem grande influência uma na outra. Entre os tipos de

bombas dinâmicas, as bombas centrífugas são as mais amplamente utilizadas.

2.2.4. Bombas Centrífugas

São o tipo mais comum de bombas dinâmicas. A bomba centrífuga é definida

como um dispositivo mecânico que usa a força centrífuga e um elemento difusor para

transformar energia cinética em energia de pressão (altura manométrica).

Existem diversas formas de se classificar os diferentes tipos de bombas

centrífugas existentes no mercado. Segundo a norma API 610 [6], podemos classificar

as bombas centrífugas em 3 diferentes grupos: Overhung (OH), Between Bearings (BB)

e Vertically Suspended (VS).

2.2.4.1. Bombas Overhung (OH)

Bombas OH são bombas que possuem o impelidor em balanço, ou seja, o rotor

dessas bombas é montado na extremidade posterior do eixo de acionamento, sendo

fixado em balanço, por um suporte de mancais.

Figura 2.13 – Bomba com impelidor em balanço (www.flowserve.com.br)


22

2.2.4.2. Bombas Between Bearings (BB)

Bombas BB são bombas onde o rotor está posicionado entre os mancais, ou

seja, o rotor ou rotores da bomba são montados em um eixo que é apoiado por mancais

em ambas as extremidades do equipamento, situando-se entre eles.

Figura 2.14 – Bomba com rotor entre mancais (www.flowserve.com.br)

2.2.4.3. Bombas Vertically Suspended (VS)

Bombas VS são bombas verticais, ou seja, o rotor ou rotores dessas bombas

são acoplados a um eixo, tendo este eixo posição vertical em relação ao solo.

Figura 2.15 – Bomba Vertical (www.flowserve.com.br)



23

2.2.5. Curvas Características de Bombas Centrífugas

2.2.5.1. Head x Vazão

A curva Head x Vazão das bombas define qual será o Head entregue ao fluido

para cada vazão na qual estiver trabalhando o sistema. Esta curva independe do

sistema e é obtida pelo próprio fabricante do equipamento.

Para o levantamento da curva, o fabricante coloca a bomba em funcionamento

com a válvula de descarga totalmente fechada (shut-off) e então determina o Head

entregue pela bomba, através do diferencial entre a pressão de descarga e de sucção.

Para os próximos pontos, basta abrir a válvula de descarga, pouco a pouco, obtendo os

Heads referentes às vazões fixadas e gerando, portanto, a curva Head x Vazão através

da interpolação desses pontos, conforme o gráfico abaixo:

Figura 2.16 – Curva Q x H [5]

2.2.5.2. Potência Requerida x Vazão

O trabalho útil feito por uma bomba centrífuga é naturalmente o produto do peso

do líquido deslocado pela altura desenvolvida [5]. Considerando este trabalho na

unidade de tempo, podemos calcular a potência requerida pela bomba através da

seguinte equação:

𝑃𝑜𝑡𝑟 = 𝛾. 𝑄. 𝐻

270. 𝜂

24

Onde temos:

𝑃𝑜𝑡𝑟 = Potência requerida pela bomba [CV]

𝛾 = Peso específico do fluido [kgf/dm³]

Q = Vazão [m³/h]

H = Altura Manométrica [m]

𝜂 = Rendimento

270 = Fator de Conversão

Nesta equação, a variável 𝜂 surge como o rendimento da bomba, visto que a

potência Hidráulica (a potência que é entregue ao fluido) não é igual à potência

consumida pela bomba, conforme veremos no próximo tópico.

Tal como para o Head, também podemos obter a curva vazão x potência para

nosso equipamento, conforme a ilustração abaixo:

Figura 2.17 – Curva Q x 𝑃𝑜𝑡𝑟 [5]

2.2.5.3. Rendimento x Vazão

Para o cálculo da potência útil cedida ao fluido, devemos levar em conta que

existem perdas na transmissão de potência entre a bomba e o fluido. Desta forma,

consideramos um rendimento 𝜂, conforme a equação abaixo:

𝜂 = 𝑃𝑜𝑡𝑐

𝑃𝑜𝑡𝑟

Onde temos:

𝑃𝑜𝑡𝑐 = Potência cedida ao fluido

𝑃𝑜𝑡𝑟 = Potência requerida pela bomba

25

O valor para o rendimento também varia com a vazão. Logo, procuramos sempre

selecionar as bombas de forma que possuam seu rendimento máximo próximo ao ponto

de operação do sistema.

Figura 2.18 – Curva de Rendimento [5]

2.2.5.4. Curva do Sistema

Para calcular a curva do sistema, nós a separamos em duas partes, parte

estática e dinâmica.

Para o cálculo da parte dinâmica, devemos fixar algumas vazões dentro da faixa

de operação do sistema e então determinar a perda de carga Hp referente a cada uma

dessas vazões.

Já a parte estática, que independe da vazão do sistema, nós avaliamos a

diferença de pressão nos reservatórios de sucção e descarga e a variação de altura

geométrica.

Desta forma, somamos as duas partes conforme o gráfico abaixo. Vale notar que

para a parte dinâmica, devemos contar também a diferença de carga cinética, no caso

da velocidade do fluido no trecho B não ser igual à velocidade no trecho A.

Figura 2.19 – Curva do Sistema [5]

26

2.2.6. Associação de Bombas

Por diversas razões, podemos optar por utilizar bombas associadas em série ou

em paralelo. A associação de bombas em série costuma ser usada quando buscamos

obter maiores Heads, enquanto a associação em paralelo é mais comum quando

buscamos maiores vazões e flexibilidade operacional.

2.2.6.1. Associação em Paralelo

Este tipo de associação é utilizado quando a vazão exigida for muito elevada ou

quando a vazão exigida pelo sistema variar de forma definida. No primeiro caso (vazão

muito elevada) o uso das bombas em paralelo dá, como vantagem adicional, a

segurança operacional, pois em caso de falha de uma bomba, haveria apenas a

diminuição da vazão fornecida [3].

Na associação em paralelo, para fazermos sua curva, fixamos uma pressão e

então somamos as vazões deste ponto para cada uma das bombas, conforme o gráfico

abaixo:

Figura 2.20 – Associação em Paralelo [5]

2.2.6.2. Associação em Série

Neste caso, a descarga de cada bomba é conectada à sucção da bomba

seguinte, de modo que a vazão será a mesma em todas as bombas, enquanto que a

pressão de descarga desenvolvida será a soma de cada uma das unidades [3].

Esta solução só costuma ser adotada quando o valor do Head necessário ao

sistema ultrapassa os valores alcançados por bombas multi-estágios.

27

Na associação em série, para fazermos sua curva, fixamos uma vazão e então

somamos os Heads deste ponto para cada uma das bombas, conforme o gráfico abaixo:

Figura 2.21 – Associação em Série [5]

2.2.7. Ponto de Operação

Finalmente, após adquirirmos as curvas das bombas e do sistema, podemos descobrir

o ponto de operação de nossos equipamentos, como sendo o ponto de interseção entre

a curva de head e a curva do sistema, conforme gráfico abaixo:

Figura 2.22 – Ponto de Operação [3]

2.2.8. Cavitação

A Cavitação é o fenômeno associado a implosão de pequenas bolhas de vapor

em um líquido e ocorre quando a pressão cai abaixo da pressão de vapor do líquido que

está sendo bombeado.

28

Para bombas centrífugas, a região crítica para análise de cavitação é o olho do

impelidor. Isto ocorre pois nesta região, o líquido não recebeu nenhuma adição de

energia ainda pelo rotor e teve sua energia reduzida pelas perdas de carga na linha de

sucção e entrada da bomba [3].

A implosão das bolhas gera uma onda de choque, que atinge altas pressões, o

que gera golpes altamente concentrados nas superfícies do impelidor e carcaça da

bomba, desta forma, arrancando progressivamente as partículas superficiais do rotor,

podendo causar danos severos, com o passar do tempo.

Figura 2.23 – Rotor Danificado por Cavitação

As causas para a ocorrência da cavitação são diversas, sendo as mais comuns:

Problema Geométrico: Altura inadequada da sucção;

Problema Hidráulico: Velocidades de escoamento excessivas;

Problema Operacional: Escorvamento incorreto.

O problema é de origem geométrica quando a altura de sucção é inadequada,

fazendo com que o NPSHd não seja suficiente, frente ao NPSHr. Este problema será

discutido mais adiante.

O problema de origem hidráulica ocorre quando o escoamento está em

velocidade excessiva. Este problema é mais comum quando a bomba está operando

com vazões muito altas, fora da vazão de projeto.

O problema operacional ocorre quando a bomba não está escorvada

adequadamente. Escorvar uma bomba significa encher de líquido sua carcaça e toda a

tubulação de sucção, de modo que ela entre em funcionamento sem possibilidade de

bolhas de ar em seu interior.

29

Já entre as consequências mais marcantes da cavitação, podemos citar:

Rangido audível, Vibração Excessiva, Danificação dos componentes da bomba e perda

de desempenho.

2.2.8.1. Alteração das Curvas Características

Quando uma bomba cavita, existe uma alteração em seu desempenho. Isto

ocorre pois existe uma uma grande diferença no volume específico entre as fases líquida

e gasosa e por conta da turbulência gerada, devido às implosões das bolhas. Abaixo,

um esquema da queda de desempenho nas curvas de bombas centrífugas.

Figura 2.24 – Queda de desempenho pela cavitação [3]

2.2.8.2. Net Positive Suction Head - NPSH

Para que não ocorra o fenômeno da cavitação, é necessário que a energia que

o líquido dispõe na chegada ao flange de sucção, seja maior que a que ele vai consumir

no interior da bomba, isto é, que o NPSH disponível (NPSHd) seja maior que o NPSH

requerido (NPSHr).

O NPSHd é uma característica do sistema e define-se como sendo a

disponibilidade de energia que um líquido possui, num ponto imediatamente anterior ao

flange de sucção da bomba, acima de sua pressão de vapor, como vemos no

equacionamento abaixo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 = 𝑃𝑠

𝛾+ 𝑍𝑠 +

𝑃𝑎 − 𝑃𝑣

𝛾

30

Onde temos:

𝑃𝑠 = Pressão Manométrica no flange de sucção

𝑍𝑠 = Cota no flange de sucção

𝑃𝑎 = Pressão atmosféria

𝑃𝑣 = Pressão de vapor do fluido

𝛾 = Peso específico

Assim, por ser uma função da vazão do sistema, podemos gerar uma curva de

NPSHd x Vazão, como a vista abaixo:

Figura 2.25 – Curva NPSHd x Vazão [3]

Já o NPSHr, é definido como a pressão mínima que o fluido deve conter ao

chegar no olho do impelidor, de forma a evitar que ocorra cavitação. Ao contrário do

NPSHd, a curva de NPSHr é uma característica da bomba, não dependendo do sistema

e sendo fornecido pelo fabricante.

Figura 2.26 – Curva NPSHr x Vazão [3]

31

3. Descrição do Sistema de Combate a Incêndio

O sistema de combate a incêndio do píer de GNL é dotado de quatro bombas

verticais. Entre estas bombas, três possuem como acionadores motores diesel,

enquanto uma delas é acionada por motor elétrico.

Duas bombas fabricadas pela Ingersoll Dresser Pumps, atualmente Flowserve,

já eram existentes quando a empresa adequou o píer para operações com GNL. O

projeto do sistema de combate a incêndio aproveitou essas duas bombas e acrescentou

outras duas, adquiridas da fabricante Esco.

As quatro bombas (B-01 / B-02 / B-03 / B-04) se encontram no píer com seus

rotores mergulhados no mar e acionadores instalados em duas casas de bombas, sobre

o píer. O sistema conta ainda com uma bomba jockey, dois canhões monitores, dois

hidrantes e sistema de aspersão de água.

3.1. Acessórios do Sistema

Nesse tópico, abordamos as características dos principais acessórios do sistema

de combate a incêndio do terminal.

3.1.1. Canhão Monitor

Os Canhões monitores são equipamentos utilizados para auxiliar no combate a

incêndio quando são requeridas altas vazões, podendo ser fixos ou móveis. Nosso

sistema possui dois Canhões monitores fixos, capazes de atender à toda a área do píer,

no caso de foco de incêndio na região.

Figura 3.1 – Canhão Monitor Fixo (www.kidde.com.br)

http://www.kidde.com.br/

32

O canhão monitor é composto por três componentes, a saber: seu corpo, o tubo

laminador e o esguicho. Enquanto o corpo do canhão monitor é a sua própria carcaça,

o tubo laminador é o componente responsável por retificar o fluxo de água, diminuindo

sua turbulência e o esguicho é responsável por regular e direcionar o jato de água.

Figura 3.2 – Esguicho Regulável (www.argus.com.br)

3.1.2. Hidrantes

Os hidrantes possibilitam menores vazões que os canhões monitores, mas

possuem função estratégica no sistema. As possíveis funções dos hidrantes variam

caso a caso, podendo oferecer proteção ao brigadista, quando cercado pelo fogo ou

mesmo atuar em focos de incêndio mais distantes, visto que a utilização de mangueiras

proporciona uma área de atuação mais ampla que a dos canhões.

Figura 3.3 – Hidrante Industrial (www.protexfire.com.br)

http://www.argus.com.br/

http://www.protexfire.com.br/

33

3.1.3. Sistema de Aspersão de água

O sistema de aspersão de água é responsável pelo resfriamento dos

equipamentos quando em chamas e/ou expostos intensamente à radiação.

Figura 3.4 - Sprinkler (www.firex.com.br)

O sistema opera através dos Sprinklers, que são pequenos chuveiros, ligados a

uma rede com água pressurizada e fechados por um elemento sensível, o bulbo.

Quando a temperatura aumenta, por ação do fogo, o bulbo abre o sprinkler

automaticamente, resfriando o equipamento em questão.

3.1.4. Bomba Jockey

A bomba jockey tem papel fundamental no sistema de combate a incêndio, com

a função de manter a linha constantemente pressurizada. É uma bomba menos potente

que as bombas de incêndio principais e opera no sistema ON e OFF (liga e desliga),

evitando ciclismo desnecessário das bombas principais e garantindo a manutenção da

pressão nominal da linha frente a pequenas perdas.

Figura 3.5 – Bomba Jockey (www.germek.com.br)

http://www.firex.com.br/

http://www.germek.com.br/

34

3.2. Bombas e Acionadores

Nesse capítulo, exploramos as características técnicas das bombas e

acionadores presentes em nosso sistema de combate a incêndio.

3.2.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 e B-02)

As bombas B-01 e B-02 são de fabricação Ingersoll Dresser Pumps (Atualmente

Flowserve) e possuem como dados técnicos: Vazão: 240 m³/h, AMT: 84 m, RPM: 1780.

Possuem, originalmente, a seguinte curva de performance:

Figura 3.6 – Curva Original de Performance das Bombas B-01 e B-02

O acionador da bomba B-01 é um motor elétrico da fabricante WEG, com

potência nominal de 125 CV (90 kW). Já a bomba B-02, possui como acionador um

motor diesel de fabricante Mercedes, com potência nominal de 165 HP (123 kW).

Para o caso da bomba B-01, que é acionada por motor elétrico, não

consideramos perdas na transmissão, visto que o motor fica posicionado na vertical e é

acoplado diretamente ao eixo da bomba. Já para a bomba B-02, acionada por motor

diesel, existe uma transmissão dotada de engrenagens cônicas.

35

3.2.2. Bombas Esco (B-03 e B-04)

As bombas B-03 e B-04 são de fabricação Esco e possuem como dados de

técnicos: Vazão: 227 m³/h, AMT: 102 m, RPM: 1800. Ilustramos a curva de performance

original das bombas através do teste de desempenho realizado em 2012:

Figura 3.7 – Curva Original de Performance das Bombas B-03 e B-04

Os acionadores de ambas as bombas são motores diesel da fabricante MWM,

com potência nominal de 91,9 kW. Para cada uma das bombas (B-03 e B-04), existe

uma transmissão dotada de engrenagens cônicas para possibilitar o acionamento.

3.3. Linha de tubulação

O sistema é projetado de acordo com as recomendações da norma de incêndio

NFPA 25 [7], sendo dimensionado para o pior cenário possível de incêndio, sem

simultaneidade de eventos. Neste cenário, temos atuando dois canhões monitores, um

hidrante e o sistema de aspersão de água.

Os dois hidrantes existentes em nosso sistema não possuem uso simultâneo no

pior cenário, de incêndio na área do Jetty. Isto ocorre, pois, um dos hidrantes tem a

função de auxiliar ao combate de incêndio em focos distantes, não atuando neste caso.

O hidrante utilizado em nosso caso tem como finalidade proteger o comando do monitor

e auxiliar na proteção do brigadista.

36

Quanto às bombas utilizadas, o projeto prevê a utilização de três bombas em

paralelo, sendo a situação mais crítica a utilização de duas bombas Ingersoll Dresser

Pumps e uma das bombas Esco, visto que as bombas Esco, originalmente, oferecem

maiores heads que as bombas Ingersoll Dresser Pumps, para as mesmas vazões.

O esquema de nosso sistema é dividido em duas partes. Primeiramente,

consideramos o trajeto entre as bombas e o ponto J2, ponto este que representa o local

onde o fluxo vindo das bombas B-01 e B-02 se une ao fluxo que vem das bombas B-03

e B-04. Abaixo, o esquema da primeira parte do nosso sistema:

Figura 3.8 – Esquema do Sistema de Combate a Incêndio

Após chegar ao ponto J2, o fluxo vai em direção à área do jetty, que possui

formato anular e é onde se encontram os canhões e hidrantes do sistema. Abaixo, o

esquema da área do jetty:

Figura 3.9 – Esquema da área do Jetty

37

Além das ramificações para os canhões e hidrantes, cada um dos nós presentes

no esquema acima representa uma ramificação para o sistema de aspersão de água.

Abaixo, uma imagem lateral da área do jetty. Nela, podemos ver pela seta

vermelha, o posicionamento de um dos canhões monitores do sistema.

Figura 3.10 – Vista Lateral da área do Jetty (www.petrobras.com.br)

Abaixo, a imagem de uma operação comum de transferência de GNL e, ao

compará-la com a Figura 3.10, percebemos o posicionamento estratégico dos canhões

monitores, sendo cada um deles posicionado a poucos metros do costado de cada

navio, possibilitando o resfriamento dos mesmos.

Figura 3.11 – Vista Frontal da área do Jetty (www.petrobras.com.br)



38

4. Análise das Bombas do Sistema

O objetivo do presente capítulo é comparar o desempenho atual das bombas de

combate a incêndio de nosso sistema com o desempenho previsto em projeto, ou seja,

o desempenho original dos equipamentos.

De acordo com NFPA 25 [7], de forma a garantir o desempenho adequado do

equipamento em questão, a pressão referente à vazão nominal da bomba de combate

a incêndio não pode ser inferior à 95% do seu dado de placa. Logo, para uma bomba

que tenha como dados de placa Q = 300 m³/h e H = 100 m, ao passar por um teste de

desempenho, a bomba não estará de acordo com a norma caso ceda menos de 95 m

nos mesmos 300 m³/h de vazão.

Além disso, as bombas devem atender aos requisitos da norma de incêndio

NFPA 20 [8], possuindo uma pressão na condição de bloqueio (shut-off) não maior que

140% da pressão nominal e pressão não inferior a 65% da nominal, na condição de

vazão igual a 150% da vazão nominal. Em outras palavras, a pressão não pode ser

excessiva em shut-off e não pode ser muito baixa para vazões próximas ao fim da curva

da bomba.

Abaixo, vemos uma ilustração dos requisitos da NFPA 20 [8], através de um

gráfico explicativo presente na própria norma:

Figura 4.1 – Requisitos de Desempenho para bombas de incêndio [8]

39

4.1. Curvas Atuais das Bombas

Neste tópico, apresentamos as curvas atuais das quatro bombas principais de

nosso sistema. Para isso, utilizamos os pontos obtidos pelo teste realizado em campo

e criamos um gráfico de vazão por Head, definindo a curva da bomba através de

interpolação polinomial.

4.1.1. Bomba B-01

Para a bomba B-01, obtivemos a seguinte curva de desempenho:

Figura 4.2 – Curva de Desempenho Atual da bomba B-01

4.1.2. Bomba B-02



y = -0,0003x2 - 0,1156x + 110,12

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-01

y = -0,0003x2 - 0,0827x + 110,5

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-02

40

4.1.3. Bomba B-03



4.1.4. Bomba B-04



y = -0,0003x2 - 0,1316x + 113,56

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-03

y = -0,0005x2 - 0,0412x + 118,28

0

20

40

60

80

100

120

140

0 50 100 150 200 250 300 350 400

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-04

41

4.2. Curvas Originais das Bombas

Para a obtenção das curvas de desempenho originais das bombas, pegamos

pontos obtidos pelo teste de desempenho, no caso das bombas B-03 e B-04 e pela

curva de performance prevista em catálogo, no caso das bombas B-01 e B-02. Assim,

de forma similar ao método anterior, fizemos uma tabela com esses pontos e definimos

as curvas através de interpolação polinomial.

4.2.1. Bombas B-01 e B-02 (Ingerssol Dresser Pumps)

As bombas B-01 e B-02 são de mesmo fabricante, modelo e diâmetro de

rotor. A curva de desempenho original de ambas as bombas é representada abaixo:

Figura 4.6 – Curva Original de Desempenho das Bombas B-01 e B-02

Abaixo, a verificação do atendimento das bombas aos requisitos de performance

estabelecidos pela NFPA 20 [8]:

Tabela 4.1 – Requisitos de Performance para as bombas B-01 e B-02

Head de Shut-off Head Nominal Razão

106,50 84,00 126,8%

Vazão máxima Head para vazão máxima Razão

360,00 63,21 75,3%

Desta forma, concluímos que as bombas B-01 e B-02, originalmente, se

encontram de acordo com os requisitos estabelecidos pela norma.

y = -0,0002x2 - 0,0443x + 105,08

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Bombas B-01 e B-02

42

4.2.2. Bombas B-03 e B-04 (Esco)

As bombas B-03 e B-04 são de mesmo fabricante, modelo e diâmetro de rotor.

A curva de desempenho original de ambas as bombas é representada abaixo:

Figura 4.7 – Curva Original de Desempenho das Bombas B-03 e B-04

Abaixo, a verificação do atendimento das bombas aos requisitos de performance

estabelecidos pela NFPA 20 [8]:

Tabela 4.2 – Requisitos de performance para as bombas B-03 e B-04

Head de Shut-off Head Nominal Razão

131,00 102,70 127,6%

Vazão Máxima Head para vazão máxima Razão

342,20 73,30 71,4%

Desta forma, concluímos que as bombas B-03 e B-04, originalmente, se

encontram de acordo com os requisitos estabelecidos pela norma.

4.3. Comparação entre as curvas

Neste tópico, nos utilizamos das curvas obtidas nas seções anteriores para

comparar a curva atual com a original de cada uma das bombas, analisando suas

características de desempenho frente à norma de incêndio NFPA 25 [7].

Como método de análise, calculamos a diferença do Head nominal e o Head

atual de cada bomba na condição de vazão nominal, descobrindo o valor da perda

percentual de Head.

y = -0,0004x2 - 0,0258x + 130,93

0

20

40

60

80

100

120

140

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Bombas B-03 e B-04

43

4.3.1. Bomba B-01

Abaixo, a comparação entre a curva atual (azul) com a curva original (laranja):

Figura 4.8 – Curva Original x Curva Atual da bomba B-01

Para a vazão nominal da bomba, 240 m³/h, a curva atual oferece um Head de 65

m, valor correspondente a apenas 77% do Head original, de 84 metros.

4.3.2. Bomba B-02




metros, valor correspondente a apenas 87% do Head original, de 84 metros.

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-01

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-02

44

4.3.3. Bomba B-03





4.3.4. Bomba B-04





0

20

40

60

80

100

120

140

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-03

0

20

40

60

80

100

120

140

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

H (

m)

Q (m³/h)

Bomba B-04

45

4.4. Associação de Bombas

Já tendo analisado as bombas quanto aos requisitos das normas, avaliamos

também o desempenho da associação das bombas conforme previsto em projeto (3 ON

1 OFF). Assim, comparamos o desempenho da associação na condição original e na

condição atual, gerando quatro diferentes cenários: B-01/B-02/B-03; B-01/B-02/B-04; B-

01/B-03/B-04 e B-02/B-03/B-04. Vale notar que só existem dois cenários na condição

original, visto que as bombas B-01 e B-02 são originalmente iguais, o mesmo para as

bombas B-03 e B-04.

4.4.1. Curva de Associação Original

4.4.1.1. Curva Original - Associação B-01/B-02/B-03

Ao somar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte

resultado:

Figura 4.12 – Curva Original – Associação B-01/B-02/B-03

y = -2E-05x2 - 0,0153x + 109,91

50

60

70

80

90

100

110

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Original - Associação B-01 / B-02 / B-03

46

4.4.1.2. Curva Original - Associação B-01/B-03/B-04

Ao somar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte

resultado:

Figura 4.13 – Curva Original – Associação B-01/B-03/B-04

4.4.2. Curva de Associação Atual

4.4.2.1. Curva Atual – Associação B-01/B-02/B-03

Ao associar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte

resultado:

Figura 4.14 – Curva Atual - Associação B-01/B-02/B-03

y = -5E-05x2 + 0,0271x + 101,09

50

60

70

80

90

100

110

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Original - Associação B-01 / B-03 / B-04

y = -2E-05x2 - 0,0427x + 111,36

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Atual - Associação B-01 / B-02 / B-03

47



resultado:




resultado:


y = -3E-05x2 - 0,0342x + 112,89

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Atual - Associação B-01/ B-02/ B-04

y = -3E-05x2 - 0,0382x + 114,06

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 100,0 200,0 300,0 400,0 500,0 600,0 700,0 800,0 900,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Atual - Associação B-01/B-03/B-04

48

4.4.2.4. Curva Atual - Associação – B-02/B-03/B-04


resultado:


4.4.3. Comparação entre as curvas

4.4.3.1. Comparação da Associação B-01/B-02/B-03

Abaixo, a comparação entre a curva de associação atual (azul) com a curva

original (laranja):

Figura 4.18 – Curva Atual x Original - Associação B-01/B-02/B-03

y = -3E-05x2 - 0,0342x + 113,76

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva Atual - Associação B-02/B-03/B-04

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Comparação da Associação B-01/B-02/B-03

49



original (laranja):




original (laranja):


50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


50

4.4.3.4. Comparação da Associação (B-02/B-03/B-04)


original (laranja):


50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

110,0

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


51

5. Análise dos acionadores do Sistema

Para a análise da potência adequada aos acionadores das bombas,

consideramos a maior potência requerida em toda a região de operação, o que para

bombas de combate a incêndio, significa dizer a maior potência encontrada entre a

região de shut-off (vazão nula) e o ponto de vazão igual a 150% da vazão nominal do

equipamento.

O critério adotado é devido à grande variação no ponto de operação da bomba

de acordo com o cenário e com a quantidade de bombas utilizadas para o combate ao

foco de incêndio. Desta forma, existem grandes variações de vazão, tanto para valores

menores como para maiores que a vazão nominal.

Quanto à margem de segurança adotada para a seleção dos motores, baseados

nas recomendações das normas [6,8], decidimos por utilizar uma sobra de 10% para as

potências disponíveis pelos acionadores.

Quanto à transmissão de potência entre o acionador e a bomba, em três dos

quatro conjuntos moto-bomba, existe a necessidade de mudança de sentido de rotação

do eixo, por possuírem eixos concorrentes, isto é, o motor está na posição horizontal

enquanto a bomba na direção vertical. Para possibilitar essa transmissão, são utilizadas

engrenagens cônicas.

Conforme indicado pela NFPA 20 [7], devemos levar em conta a perda de

potência na transmissão, durante o dimensionamento do acionador. O valor para a

eficiência de transmissão foi retirado da tabela abaixo:

Figura 5.1 – Eficiência de Transmissão ( www.mecatronicaatual.com.br –

Originalmente publicado na revista Mecatrônica Atual Nº42)

Desta forma, utilizamos o valor de 0,98, para o rendimento da transmissão por

engrenagens cônicas, em nossos cálculos.

http://www.mecatronicaatual.com.br/

52

5.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 / B-02)

Através da curva de catálogo, obtivemos a potência requerida pela bomba por

estágio, para seu diâmetro máximo. Através de semelhança adimensional, calculamos

a potência requerida para o diâmetro atual e multiplicamos pelo número de estágios. Ao

final, levamos em conta a diferença de massa específica entre o fluido utilizado no teste

de performance, água doce, e o fluido em que a bomba opera, água salgada. Desta

forma, geramos a curva original de potência requerida por vazão, como vemos abaixo:

Figura 5.2 – Curva Original de Potência Requerida das Bombas B-01 / B-02

Assim, temos que a potência máxima requerida pela bomba ocorre no ponto de

150% de sua vazão nominal, 360 m³/h, e possui o valor de 71 kW. Levando em conta a

margem de segurança, esse valor aumenta para 78,1 kW.

Para a bomba B-01, acionada por motor elétrico, não há transmissão, visto que

o motor se encontra acoplado diretamente ao eixo da bomba. Assim, o motor atual do

conjunto possui potência de 90 kW e é capaz de atender à potência requerida pela

bomba, de 78,1 kW.

Para a bomba B-02, acionada por motor diesel, existe uma transmissão dotada

de engrenagens cônicas para possibilitar seu acionamento, que possui rendimento de

98%. Assim, o motor atual que possui potência de 123 kW é capaz de atender à potência

requerida pela bomba, de 79,7 kW.

50,0

54,0

58,0

62,0

66,0

70,0

74,0

78,0

0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0

Po

tên

cia

(kW

)

Vazão (m³/h)

Potência Requerida - Bombas B-01 / B-02

53

5.2. Bombas Esco (B-03 / B-04)

Através da curva original das bombas, obtida por teste de desempenho, antes

de serem entregues ao terminal, obtivemos a potência requerida pela bomba para as

bombas operando com água salgada. A curva de potência requerida por vazão se

encontra abaixo:

Figura 5.3 – Curva Original de Potência Requerida das Bombas B-03 / B-04

Assim, temos que a potência máxima requerida pela bomba ocorre entre o ponto

de vazão nominal e o ponto de 150% de sua vazão nominal, no valor de 300 m³/h, com

uma potência requerida de 89 kW. Levando em conta a margem de segurança, esse

valor aumenta para 98,9 kW.

Ambas as bombas (B-03/B-04) possuem mesmo motor e uma transmissão

dotada de engrenagens cônicas para possibilitar seu acionamento, que possui

rendimento de 98%. Ao considerar o rendimento da transmissão, temos que a potência

disponível pelos acionadores deve ser de pelo menos 90,8 kW. Ao somar os 10%

referentes à margem de segurança, esse valor aumenta para 100,9 kW.

Ocorre que os acionadores das bombas, de fabricante MWM, possuem potência

nominal de 91,9 kW. Desta forma, a potência disponível pelo acionador é superior à

potência requerida pela bomba em sua situação mais crítica, mas não possui margem

para erro, visto que o valor não é capaz de cobrir a margem de segurança adotada.

60,0

65,0

70,0

75,0

80,0

85,0

90,0

95,0

0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0

Po

tên

cia

(kW

)

Vazão (m³/h)

Potência Requerida - Bombas B-03 / B-04

54

6. Ponto de Operação do Sistema

Neste capítulo, buscamos obter o ponto de operação tanto atual como original

dos diferentes cenários de associação das bombas de nosso sistema. Para isso,

calculamos o ponto de operação numericamente, ao separar nosso sistema em nós,

calculando a perda de carga em cada trecho de tubulação e acessório de incêndio. De

forma a conferir nossos cálculos, validando-os, calculamos também a curva do sistema,

obtendo, o ponto de operação através do ponto de encontro da curva de associação

com a curva do sistema.

Para o cálculo da perda de carga dos acessórios de incêndio, nos utilizamos das

curvas oferecidas pelos fabricantes, enquanto para os trechos de tubulação, calculamos

o comprimento equivalente de cada trecho e então suas curvas de perda de carga.

Para o cálculo da perda de carga dos trechos de tubulação, foi utilizado o método

de Hazen-Williams, método válido para diâmetros acima de 50 mm e escoamento com

água [4]. A avaliação do estado interno das tubulações a partir da determinação do fator

“C” não foi realizada, pois a rede de combate a incêndio, que possui revestimento de

epóxi para operação com água salgada, é nova e não são esperadas perdas de carga

adicionais às perdas calculadas no projeto. Para nosso caso, por possuir revestimento

interno, adotamos o valor de C igual a 120, conforme indicado por norma interna.

Devido ao fato da vazão no sistema de aspersão de água, somada à vazão no

hidrante, representarem entre 20 e 30% da vazão total do sistema, não podemos fazer

a simplificação de desprezá-las em nossos cálculos do fluxo que passa por cada trecho.

Assim, nos pontos onde surgem ramificações para o sistema de aspersão de água ou

para o hidrante, consideramos a existência de um sumidouro, com fluxo de vazão igual

à prevista por projeto.

Desta forma, para obter as vazões e pressões de cada trecho do sistema, nós

fixamos a vazão que será entregue para os ramais do hidrante e do sistema de aspersão

de água e deixamos variar a vazão e pressão nos canhões monitores e nas bombas,

utilizando a ferramenta Solver do Software Excel, de forma que a solução convirja

quando a pressão de saída do fluido se iguale à atmosférica, condição esta esperada

para regime permanente.

Como o sistema é anular, para o cálculo da curva do sistema, fizemos as

seguintes considerações: A curva do sistema é calculada levando em conta sempre a

vazão referente ao canhão monitor mais distante, A vazão do sistema de aspersão e

hidrantes são fixadas de acordo com o projeto, A vazão de ambos os canhões monitores

são iguais, conforme é esperado por projeto.

55

Vale notar, ainda, que as bombas se encontram a uma altura de 6,7 metros

acima do nível do mar, tal como a tubulação de incêndio. Já os canhões monitores, eles

se encontram instalados em torres, 12 metros acima do nível da tubulação.

6.1. Dados de Projeto

De acordo com o projeto, as vazões mínimas para o sistema são as que seguem:

Tabela 6.1 – Vazões mínimas de Projeto

Ponto m³/h

J4 4,48

J15 48,91

J18 37,11

J11 2,42

J13 8,96

Hidrante 60

Monitor 1 227

Monitor 2 227

Total 615,88

Assim, mesmo se nosso sistema atual não obtiver o desempenho igual ao

original, nosso sistema ainda estará de acordo com o projeto no caso de ambos os

canhões monitores disponibilizarem uma vazão de 227 m³/h, o que corresponde a uma

vazão total do sistema de 615,88 m³/h.

Vale lembrar que, como dito anteriormente, cada um dos nós, além dos

referentes aos hidrantes e canhões monitores, representam uma ramificação do sistema

de aspersão de água.

6.2. Curva do Sistema

O cálculo da curva do sistema foi feito em duas etapas. Primeiramente,

calculamos a perda de carga do canhão monitor e do esguicho, de acordo com as curvas

do fabricante. Em seguida, calculamos a perda de carga dos trechos de tubulação.

Somamos as duas curvas, gerando a curva total do sistema.

56

6.2.1. Acessórios de combate a Incêndio

6.2.1.1. Esguicho

Para encontrar a relação entre a pressão e a vazão no esguicho dos canhões

monitores, utilizamos a curva abaixo, oferecida pela fabricante, referente à condição de

neblina total, visto que os canhões não necessitam uma atuação de ampla distância em

nosso cenário e possuem o objetivo apenas de resfriamento das superfícies das

embarcações.

Figura 6.1 – Pressão x Vazão - Esguicho

6.2.1.2. Canhão Monitor

Para o cálculo da perda de carga dos canhões monitores, utilizamos a seguinte

curva, oferecida pelo fabricante:

Figura 6.2 – Perda de Carga x Vazão - Canhão Monitor

y = 0,2085x - 79,74

0

10

20

30

40

50

60

520 540 560 580 600 620 640

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Esguicho

y = 0,0001x2 - 0,0512x + 7,9136

0

5

10

15

20

25

30

300 350 400 450 500 550 600 650 700

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Canhão Monitor

57

6.2.1.3. Acessórios de Combate a Incêndio

Somando as duas curvas obtidas, geramos a curva de perda de carga dos

acessórios de combate a incêndio:

Figura 6.3 – Perda de Carga dos Acessórios de Incêndio

6.2.2. Trechos de tubulação

Para o cálculo da curva do sistema, primeiramente calculamos os comprimentos

equivalentes dos trechos de tubulação do nosso sistema, ao somar o comprimento

equivalente de cada acessório presente nesse trecho, de acordo com as tabelas do

anexo 1. Assim, obtivemos a seguinte tabela de comprimento equivalente:

Tabela 6.2 – Comprimentos Equivalentes

Tabela de Comprimentos Equivalentes

Trecho Leq (m) Trecho Leq (m)

B-001 – P1 47,13 J5 – J4 129,47

B-002 – P1 51,83 J4 - J9 2,7

P1 – J2 29,51 J3 -J7 66,54

B-003 – P3 61,57 J7 - Monitor 1 35,91

B-004 – P2 62,37 J7 - J18 29

P2 – P4 19,29 J18 - J13 35,92

P3 – P4 19,29 J13 - J15 47,62

P4 – J2 9,15 J15 - J11 18,6

J2 - J3 190,64 J11 - J9 8,1

J3 - J5 45,47 J9 - Monitor 2 37,37

y = 0,2723x - 104,16

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

400 450 500 550 600 650 700

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Acessórios de Combate a Incêndio

Esguicho

Canhão Monitor

Total

58

Com a tabela de comprimentos equivalentes em mãos, variamos a vazão do

canhão monitor mais distante, obtendo a perda de carga em cada situação e gerando a

curva de perda de carga para os trechos de tubulação:

Figura 6.4 – Perda de Carga dos trechos de tubulação

6.2.3. Curva do Sistema

Conhecendo tanto a perda de carga causada pelos trechos de tubulação, como

a perda de carga devido aos acessórios de incêndio, geramos a seguinte curva de

sistema, em função da vazão do canhão monitor mais distante:

Figura 6.5 – Curva do Sistema

y = 2E-05x2 - 0,0005x + 18,667

0

5

10

15

20

25

30

450 500 550 600 650 700 750 800 850

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Trechos de Tubulação

Headdinâmico

HeadEstático

Head total

y = 0,3033x - 93,034

0

20

40

60

80

100

120

450 500 550 600 650 700

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Curva do Sistema

Curva doSistema

Perda deCarga -Acessórios deIncêndio

Perda deCarga -Trechos deTubulação

59

6.3. Ponto de Operação Original

6.3.1. Cenário 1 – Bombas B-01 / B-02 / B-03

Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:

Tabela 6.3 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema

Bombas até J3

Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq (m) hf (m) Hf (m) dZ

B-001 – P1 92,234 165,828 0,254 47,130 0,187 85,347 6,700

B-002 – P1 92,252 165,662 0,254 51,830 0,206 85,347 6,700

B-003 – P3 92,330 280,066 0,254 61,570 0,646 84,984 6,700

B-004 – P2 130,930 0,000 0,254 62,370 0,000 124,230 6,700

P3 – P4 85,046 280,066 0,305 19,290 0,083 84,963 0,000

P2 – P4 124,230 0,000 0,305 19,290 0,000 84,963 0,000

P1 – J2 85,347 331,490 0,254 29,510 0,423 84,923 0,000

P4 – J2 84,963 280,066 0,305 9,150 0,039 84,923 0,000

J2 - J3 84,923 611,556 0,305 190,640 3,486 81,438 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 81,438 263,796 0,305 45,470 0,176 81,262 0,000

J5 - J4 81,262 203,796 0,305 129,470 0,310 80,952 0,000

J4 - J9 80,952 199,316 0,305 2,700 0,006 80,945 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 81,438 347,760 0,305 66,540 0,428 81,010 0,000

J7 - J18 81,010 122,843 0,305 29,000 0,027 80,983 0,000

J18 - J13 80,983 85,733 0,305 35,920 0,017 80,966 0,000

J13 - J15 80,966 76,773 0,305 47,620 0,019 80,947 0,000

J15 - J11 80,947 27,863 0,305 18,600 0,001 80,946 0,000

J11 - J9 80,946 25,443 0,305 8,100 0,000 80,945 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 81,010 224,917 0,203 35,910 0,744 68,266 12,000

Monitor 1 - atm 68,266 224,917 68,266 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 80,945 224,759 0,2032 37,370 0,774 68,172 12,000

Monitor 2 - atm 68,172 224,759 68,172 0,000

Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:

Tabela 6.4 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema

Bomba Vazão (m³/h) Head (m)

Q1 165,83 92,23

Q2 165,66 92,25

Q3 280,07 92,33

Q4 0,00 130,93

60

Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de

operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a

curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva

da Associação:

Figura 6.6 – Ponto de Operação Original – Associação B-01/B-02/B-03

Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 614 m³/h e Head de

93 m, muito próximo dos valores encontrados numericamente, de 612 m³/h e 92 m,

validando assim nossa resposta. Vale notar que são valores muito próximos aos

previstos em projeto, de 615,88 m³/h.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 550,0 600,0 650,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Ponto de Operação Original - B-01/B-02/B-03

61




Bombas até J3

Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq hf (m) Hf (m) dZ

B-001 – P1 97,328 115,143 0,254 47,130 0,095 90,532 6,700

B-002 – P1 105,080 0,000 0,254 51,830 0,000 90,532 6,700

B-003 – P3 97,863 257,071 0,254 61,570 0,551 90,612 6,700

B-004 – P2 97,871 257,037 0,254 62,370 0,558 90,613 6,700

P3 – P4 90,665 257,071 0,305 19,290 0,071 90,594 0,000

P2 – P4 90,665 257,037 0,305 19,290 0,071 90,594 0,000

P1 – J2 90,532 115,143 0,254 29,510 0,060 90,473 0,000

P4 – J2 90,594 514,108 0,305 9,150 0,121 90,473 0,000

J2 - J3 90,473 629,251 0,305 190,640 3,675 86,798 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 86,798 270,543 0,305 45,470 0,184 86,613 0,000

J5 - J4 86,613 210,543 0,305 129,470 0,330 86,284 0,000

J4 - J9 86,284 206,063 0,305 2,700 0,007 86,277 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 86,798 358,707 0,305 66,540 0,453 86,345 0,000

J7 - J18 86,345 124,940 0,305 29,000 0,028 86,317 0,000

J18 - J13 86,317 87,830 0,305 35,920 0,018 86,299 0,000

J13 - J15 86,299 78,870 0,305 47,620 0,020 86,279 0,000

J15 - J11 86,279 29,960 0,305 18,600 0,001 86,278 0,000

J11 - J9 86,278 27,540 0,305 8,100 0,000 86,277 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 86,345 233,768 0,203 35,910 0,799 73,545 12,000

Monitor 1 – atm 73,545 233,768 73,545 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 86,277 233,603 0,2032 37,370 0,831 73,446 12,000

Monitor 2 – atm 73,446 233,603 73,446 0,000




Q1 115,14 97,33

Q2 0,00 105,08

Q3 257,07 97,86

Q4 257,04 97,87

62




da Associação:

Figura 6.7 – Ponto de Operação Original – Associação B-01/B-03/B-04


99 m, muito próximo dos valores encontrados numericamente, de 629 m³/h e 98 m,

validando assim nossa resposta. Vale notar também que é um valor maior que o mínimo

previsto por projeto, de 615,88 m³/h.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 520,0 540,0 560,0 580,0 600,0 620,0 640,0 660,0 680,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Ponto de Operação Original - B-01/B-03/B-04

63

6.4. Ponto de Operação Atual




Bombas até J3

Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq Hf (m) Pf (m) dZ

B-001 – P1 79,915 178,554 0,254 47,130 0,215 73,000 6,700

B-002 – P1 80,017 209,452 0,254 51,830 0,318 73,000 6,700

B-003 – P3 79,456 182,893 0,254 61,570 0,293 72,463 6,700

B-004 – P2 118,280 0,000 0,254 62,370 0,000 111,580 6,700

P3 – P4 72,489 182,893 0,305 19,290 0,038 72,452 0,000

P2 – P4 111,580 0,000 0,305 19,290 0,000 72,452 0,000

P1 – J2 73,000 388,007 0,254 29,510 0,566 72,433 0,000

P4 – J2 72,452 182,893 0,305 9,150 0,018 72,434 0,000

J2 - J3 72,434 570,900 0,305 190,640 3,069 69,365 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 69,365 248,297 0,305 45,470 0,157 69,208 0,000

J5 - J4 69,208 188,297 0,305 129,470 0,268 68,940 0,000

J4 - J9 68,940 183,817 0,305 2,700 0,005 68,935 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 69,365 322,603 0,305 66,540 0,372 68,993 0,000

J7 - J18 68,993 118,021 0,305 29,000 0,025 68,968 0,000

J18 - J13 68,968 80,911 0,305 35,920 0,016 68,952 0,000

J13 - J15 68,952 71,951 0,305 47,620 0,017 68,936 0,000

J15 - J11 68,936 23,041 0,305 18,600 0,001 68,935 0,000

J11 - J9 68,935 20,621 0,305 8,100 0,000 68,935 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 68,993 204,582 0,203 35,910 0,624 56,368 12,000

Monitor 1 - atm 56,368 204,582 56,368 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 68,935 204,438 0,2032 37,370 0,649 56,286 12,000

Monitor 2 - atm 56,286 204,438 56,285 0,000




Q1 178,55 79,91

Q2 209,45 80,02

Q3 182,89 79,46

Q4 0,00 118,28

64




da Associação:

Figura 6.8 – Ponto de Operação Atual – Associação B-01/B-02/B-03


80 m, iguais aos valores encontrados numericamente.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 550,0 600,0 650,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)

Ponto de Operação Atual - B-01/B-02/B-03

65




Bombas até J3

Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq (m) hf (m) Hf (m) dZ

B-001 – P1 83,337 162,856 0,254 47,130 0,181 76,456 6,700

B-002 – P1 83,428 192,678 0,254 51,830 0,272 76,456 6,700

B-003 – P3 113,560 0,000 0,254 61,570 0,000 76,016 6,700

B-004 – P2 83,160 227,012 0,254 62,370 0,444 76,016 6,700

P3 – P4 76,016 0,000 0,305 19,290 0,000 76,001 0,000

P2 – P4 76,057 227,012 0,305 19,290 0,056 76,001 0,000

P1 – J2 76,456 355,534 0,254 29,510 0,482 75,974 0,000

P4 – J2 76,001 227,012 0,305 9,150 0,027 75,974 0,000

J2 - J3 75,974 582,546 0,305 190,640 3,186 72,789 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 72,789 252,736 0,305 45,470 0,162 72,626 0,000

J5 - J4 72,626 192,736 0,305 129,470 0,280 72,346 0,000

J4 - J9 72,346 188,256 0,305 2,700 0,006 72,341 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 72,789 329,810 0,305 66,540 0,388 72,401 0,000

J7 - J18 72,401 119,403 0,305 29,000 0,026 72,375 0,000

J18 - J13 72,375 82,293 0,305 35,920 0,016 72,359 0,000

J13 - J15 72,359 73,333 0,305 47,620 0,017 72,342 0,000

J15 - J11 72,342 24,423 0,305 18,600 0,001 72,341 0,000

J11 - J9 72,341 22,003 0,305 8,100 0,000 72,341 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 72,401 210,407 0,203 35,910 0,658 59,743 12,000

Monitor 1 - atm 59,743 210,407 59,743 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 72,341 210,259 0,2032 37,370 0,684 59,657 12,000

Monitor 2 - atm 59,657 210,259 59,657 0,000




Q1 162,86 83,34

Q2 192,68 83,43

Q3 0,00 113,56

Q4 227,01 83,16

66




da Associação:



83 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 583 m³/h e 83 m.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 520,0 540,0 560,0 580,0 600,0 620,0 640,0 660,0 680,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


67




Bombas até J3


B-001 – P1 81,517 171,290 0,254 47,130 0,199 74,618 6,700

B-002 – P1 110,500 0,000 0,254 51,830 0,000 74,618 6,700

B-003 – P3 81,550 174,122 0,254 61,570 0,268 74,582 6,700

B-004 – P2 81,735 232,274 0,254 62,370 0,463 74,572 6,700

P3 – P4 74,606 174,122 0,305 19,290 0,034 74,572 0,000

P2 – P4 74,615 232,274 0,305 19,290 0,059 74,556 0,000

P1 – J2 74,618 171,290 0,254 29,510 0,125 74,493 0,000

P4 – J2 74,572 406,396 0,305 9,150 0,078 74,493 0,000

J2 - J3 74,493 577,686 0,305 190,640 3,137 71,357 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 71,357 250,884 0,305 45,470 0,160 71,196 0,000

J5 - J4 71,196 190,884 0,305 129,470 0,275 70,921 0,000

J4 - J9 70,921 186,404 0,305 2,700 0,005 70,916 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 71,357 326,803 0,305 66,540 0,381 70,975 0,000

J7 - J18 70,975 118,826 0,305 29,000 0,026 70,950 0,000

J18 - J13 70,950 81,716 0,305 35,920 0,016 70,934 0,000

J13 - J15 70,934 72,756 0,305 47,620 0,017 70,917 0,000

J15 - J11 70,917 23,846 0,305 18,600 0,001 70,916 0,000

J11 - J9 70,916 21,426 0,305 8,100 0,000 70,916 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 70,975 207,976 0,203 35,910 0,644 58,332 12,000

Monitor 1 - atm 58,332 207,976 58,332 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 70,916 207,830 0,2032 37,370 0,669 58,247 12,000

Monitor 2 - atm 58,247 207,830 58,247 0,000


Tabela 6.12 – Ponto de Operação das bombas do Sistema


Q1 171,29 81,52

Q2 0,00 110,50

Q3 174,12 81,55

Q4 232,27 81,73

68




da Associação:



82 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 578 m³/h e 82 m.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 550,0 600,0 650,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


69

6.4.4. Cenário 4 – Bombas B-02/B-03/B-04



Bombas até J3


B-001 – P1 110,120 0,000 0,254 47,130 0,000 76,533 6,700

B-002 – P1 83,505 192,292 0,254 51,830 0,271 76,533 6,700

B-003 – P3 83,407 166,174 0,254 61,570 0,246 76,462 6,700

B-004 – P2 83,590 225,404 0,254 62,370 0,438 76,452 6,700

P3 – P4 76,484 166,174 0,305 19,290 0,032 76,452 0,000

P2 – P4 76,492 225,404 0,305 19,290 0,056 76,437 0,000

P1 – J2 76,533 192,292 0,254 29,510 0,154 76,379 0,000

P4 – J2 76,452 391,578 0,305 9,150 0,073 76,379 0,000

J2 - J3 76,379 583,870 0,305 190,640 3,199 73,180 0,000

J3 - J9 (cima)

J3 - J5 73,180 253,241 0,305 45,470 0,163 73,017 0,000

J5 - J4 73,017 193,241 0,305 129,470 0,281 72,735 0,000

J4 - J9 72,735 188,761 0,305 2,700 0,006 72,730 0,000

J3 - J9 (baixo)

J3 - J7 73,180 330,629 0,305 66,540 0,390 72,790 0,000

J7 - J18 72,790 119,560 0,305 29,000 0,026 72,764 0,000

J18 - J13 72,764 82,450 0,305 35,920 0,016 72,748 0,000

J13 - J15 72,748 73,490 0,305 47,620 0,017 72,731 0,000

J15 - J11 72,731 24,580 0,305 18,600 0,001 72,730 0,000

J11 - J9 72,730 22,160 0,305 8,100 0,000 72,730 0,000

J7 - Monitor 1

J7 - Monitor 1 72,790 211,069 0,203 35,910 0,662 60,129 12,000

Monitor 1 - atm 60,129 211,069 60,128 0,000

J9 - Monitor 2

J9 - Monitor 2 72,730 210,921 0,2032 37,370 0,688 60,042 12,000

Monitor 2 - atm 60,042 210,921 60,042 0,000




Q1 0,00 110,12

Q2 192,29 83,50

Q3 166,17 83,41

Q4 225,40 83,59

70




da Associação:



84 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 584 m³/h e 83,5 m.

40

50

60

70

80

90

100

110

120

500,0 550,0 600,0 650,0 700,0

Hea

d (

m)

Vazão (m³/h)


71

7. Conclusão

No capítulo 4, tivemos a oportunidade de verificar a adequação das bombas aos

requisitos das normas de Incêndio. Nas condições originais, as quatro bombas

respeitam as normas NFPA 20 e 25. Porém, todas elas demonstraram desempenho

abaixo do original, indicando possível desgaste de seus componentes. Desta forma, nas

condições atuais, elas não atendem aos requisitos de ambas as normas NFPA 20 e 25.

No capítulo 5, analisamos a conformidade das potências disponíveis pelos

acionadores com a potência requerida por suas bombas. Os acionadores das bombas

Ingersoll Dresser Pumps (B-01/B-02), em suas condições originais, possuem potência

suficiente para atender às potências requeridas pelas bombas, sendo o acionador da

bomba B-02 superdimensionado, tendo potência disponível com sobra maior que 50%

em relação à requerida. Os acionadores das bombas Esco (B-03/B-04), já em suas

condições originais, possuem potência praticamente igual à potência requerida por suas

bombas, não possuindo margem de segurança.

Vale lembrar que, do ponto de vista da potência requerida pelas bombas,

esperamos que seu valor atual seja maior do que o valor de projeto, por conta do

desgaste natural dos componentes e consequente perda de rendimento. Porém, tendo

em vista que as bombas devem ter seus componentes recuperados, sugerimos uma

posterior reavaliação das curvas de potência requerida das bombas, logo que as

bombas voltarem do reparo.

Desta forma, é recomendado alterar os acionadores após a reavaliação das

curvas de potência requerida das bombas. Devemos optar por motores que

disponibilizem potências mais adequadas às bombas, conforme os cálculos

apresentados no capítulo 5, o que significa dizer motores de maiores potências para as

bombas B-03 e B-04 e de menor potência para a bomba B-02.

No capítulo 6, analisamos o sistema como um todo, no que tange ao ponto de

operação e às vazões e pressões nos diferentes trechos do sistema. Ao analisar tanto

as condições atuais como os originais, concluímos que, originalmente, o sistema é sim

capaz de atender às demandas de projeto. Porém, ao simular as pressões e vazões no

estado atual das bombas, os canhões monitores demonstraram vazões 10% inferiores

às previstas.

Assim, de acordo com as premissas adotadas no capítulo, o plano de ação

consiste em enviar as bombas do sistema para reparo, buscando restaurar suas

características originais.

Vale lembrar que as bombas devem ser enviadas uma por vez, de forma a não

deixar o sistema desguarnecido, em caso de incêndio. Devemos, primeiramente,

72

reparar a bomba B-01, visto que a associação B-02/B-03/B-04 é a que fornece a vazão

mais próxima do valor previsto em projeto, entre as quatro opções de associações.

Por fim, recomenda-se que os testes de vazão nas bombas de incêndio sejam

realizados anualmente, conforme requisito da NFPA 25, a fim de garantir a segurança

da instalação.

73

Referências Bibliográficas

[1] ANP, O Gás Natural Liquefeito no Brasil – Experiência da ANP na implantação

dos projetos de importação de GNL, Rio de Janeiro, 2010.

[2] DANTAS, LUIS OLAVO, GNL – Descrição do Sistema, 2013.

<http://www.gasnet.com.br/gnl_descricao.asp> (acessado em 15/02/2016)

[3] DE MATTOS, EDSON E., DE FALCO, REINALDO, Bombas Industriais, 2ª

Ed, Rio de Janeiro, Interciência 1998.

[4] FOX, ROBERT W., MCDONALD, ALAN T., PRITCHARD, PHILIP J.,

Introdução à Mecânica dos Fluidos, 6ª Ed. LTC 2006.

[5] DA SILVA, MARCOS A., Manual de Treinamento KSB - Seleção e Aplicação

de Bombas Centrífugas, 5ª Ed., 2003.

[6] API 610 – Centrifugal Pumps For General Refinery Service, 11ª edição –

Setembro, 2010.

[7] NFPA 25 – Standard for the inspections, testing, and maintenance of water-

based fire protection systems, 2011 Edition.

[8] NFPA 20 - Standard for the Installation of Stationary Pumps for Fire

Protection, 2013 Edition.

74

Anexo 1 – Tabelas de Perda de Carga

76

Anexo 2 – Verificação dos cálculos do programa

avaliaÇÃo de conformidade do sistema de...

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