dimensionamento de um sistema de condicionamento...
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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO ESCOLA DE ENGENHARIA DE LORENA
VANESSA HELENA MARIA
Dimensionamento de um sistema de condicionamento, armazenamento e
carregamento de xarope de alta maltose
Lorena 2015
VANESSA HELENA MARIA
Dimensionamento de um sistema de condicionamento, armazenamento e
carregamento de xarope de alta maltose
Monografia apresentada à Escola de Engenharia de Lorena – EEL-USP como requisito parcial para a conclusão de Graduação do curso de Engenharia Química. Área de concentração: Operações Unitárias Orientador: Prof. MSc. Antonio Carlos da Silva
Lorena 2015
RESUMO
MARIA, V. H. Dimensionamento de um sistema de condicionamento,
armazenamento e carregamento de xarope de alta malt ose. 2015. 87 f.
Trabalho de Conclusão de Curso (Monografia) – Escola de Engenharia de Lorena,
Universidade de São Paulo, Lorena, 2015.
O milho é um dos cereais mais cultivados no mundo. O seu processamento gera
uma vasta gama de produtos para indústrias de papel, alimentos, bebidas,
farmacêuticas, entre outras. Todos os seus componentes são aproveitados,
gerando produtos como amido regular, amidos modificados, xaropes de glucose,
etanol, e subprodutos como o óleo de milho e rações animais. Dentre esta
variedade de derivados do milho, a produção de xaropes se destaca,
principalmente o xarope de alto teor de maltose, muito utilizado pelas indústrias
cervejeiras como adjunto. A sua demanda, no entanto, é sazonal, superando a
produção em algumas épocas do ano, o que gera a necessidade de uma grande
capacidade de armazenamento do produto pelas refinarias, bem como um
carregamento mais ágil nas épocas de maior embarque. Buscando solucionar
estas deficiências em uma planta de produção de xarope localizada no interior do
estado de São Paulo, este trabalho teve por objetivo desenvolver etapas
relacionadas ao projeto de um sistema para condicionar o xarope de alta maltose
produzido, armazená-lo em tanques e realizar o carregamento de caminhões. O
sistema projetado é capaz de atender a produção de 500 t/dia de HMS, com uma
média de carregamento de 300 t/dia e armazenamento de 2800 t. O material
selecionado para os tanques do sistema foi o aço inox, bem como para as
tubulações em contato com o produto. Já para a água as tubulações deverão ser
de aço carbono, material de menor custo, e as bombas devem ser do tipo
centrífugas. Devido à alta viscosidade do HMS, as bombas para o produto devem
ser do tipo deslocamento positivo. Foram utilizados parâmetros do processo da
planta industrial em questão e os cálculos e critérios de seleção foram realizados
de acordo com a literatura e as normas vigentes para a indústria alimentícia.
PALAVRAS CHAVE: Xarope de alta maltose. Tubulações. Bombas.
ABSTRACT
MARIA, V. H. Design of a high maltose syrup conditioning, storag e and
shipment system. 2015. 87 f. Trabalho de Conclusão de Curso (Monografia) –
Escola de Engenharia de Lorena, Universidade de São Paulo, Lorena, 2015.
Corn is one of the most cultivated cereal in the world. The processing generates a
wide range of products for paper, food, beverage, pharmaceutical, and other
industries. All components of the corn are recovered, generating products such as
regular starch, modified starch, glucose syrup, ethanol, and byproducts like corn
oil and animal feed. Among the variety of derivatives of corn syrups production
stands out mainly the high maltose syrup, widely used by brewing industries as an
adjunct. Their demand, however, is seasonal, exceeding production at certain
times of the year, which creates the need for a large product storage capacity by
refineries as well as a faster loading in times of higher shipment. To overcome
these deficiencies in a syrup production plant located in the state of São Paulo,
this study aimed to develop steps related to the design of a system to condition the
high maltose syrup produced, store it in tanks and perform loading trucks. The
designed system is able to meet 500 tpd of HMS, with an average load 300 tpd
and storage 2800 t. The material selected for the tanks of the system was the
stainless steel as well as for pipes in contact with the product. For the water pipes
material should be carbon steel, less costly material, and the pumps must be the
centrifugal type. Due to the high viscosity of the HMS, the pumps for the product
must be the positive displacement type. Process parameters of the industrial plant
in question were used and the calculations and selection criteria were performed
according to the literature and the standards for the food industry.
KEYWORDS: High maltose syrup. Pipes. Pumps.
LISTA DE FIGURAS Figura 1 - Estrutura do grão de milho. ....................................................................................... 13
Figura 2 - Fluxograma do processo de moagem úmida de milho. ........................................ 16
Figura 3 - Operação de um hidrociclone. .................................................................................. 17
Figura 4 - Estrutura química da amilose. ................................................................................... 20
Figura 5 - Estrutura química da amilopectina. .......................................................................... 20
Figura 6 - Estrutura química da maltose. .................................................................................. 24
Figura 7 - Representação de um injetor de vapor típico. ........................................................ 27
Figura 8 - Evaporador falling-film. ............................................................................................... 30
Figura 9 - Bomba de deslocamento positivo rotativa de engrenagens. ............................... 43
Figura 10 - (a) Carcaça de bomba centrífuga com voluta. (b) Carcaça de bomba centrífuga com difusor. ................................................................................................................. 45
Figura 11 - Curvas características de uma bomba centrífuga. .............................................. 46
Figura 12 - Curva de uma bomba centrífuga operando em diferentes velocidades derotação. ....................................................................................................................................... 47
Figura 13- Acessórios rosqueados. ............................................................................................ 53
Figura 14 - Acessórios flangeados. ............................................................................................ 54
LISTA DE TABELAS Tabela 1 - Produção mundial do milho 2011/2012. ................................................................. 14
Tabela 2 - Consumo humano e industrial de milho no Brasil – 2013. .................................. 15
Tabela 3 - Tipos de xarope de acordo com valores de DE. ................................................... 22
Tabela 4 - Composição e DE de diferentes tipos de xarope de maltose. ............................ 24
Tabela 5 - Especificação Típica do Xarope de Alta Maltose. ................................................. 24
Tabela 6 - Composição típica de carboidratos no Xarope de Alta Maltose. ........................ 28
Tabela 7 - Propriedades do HMS. .............................................................................................. 59
Tabela 8 - Propriedades da água. .............................................................................................. 59
Tabela 9 – Códigos para identificação das TAGs. ................................................................... 61
Tabela 10 - Premissas para dimensionamento dos tanques ................................................. 61
Tabela 11 - Premissas para dimensionamento das bombas. ................................................ 62
Tabela 12 - Comprimentos equivalentes. .................................................................................. 63
Tabela 13 - Dados referente às tubulações de recalque das bombas do projeto. ............. 64
Tabela 14 – Dados definidos para os tanques do projeto. ..................................................... 66
Tabela 15 - Dados definidos para as bombas do projeto. ...................................................... 67
Tabela 16 - Dados definidos para as tubulações do projeto. ................................................. 68
Tabela 17 - Dados para cálculo das perdas de carga. ............................................................ 69
Tabela 18 - Resultados das perdas de carga. .......................................................................... 70
Tabela 19 - Resultados dos cálculos de altura manométrica e NPSHA. ............................. 70
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................... 10
2 OBJETIVOS ........................................................................................................... 11
2.1 Objetivo Geral......................................................................................................... 11
2.2 Objetivos Específicos ............................................................................................. 11
3 JUSTIFICATIVA ..................................................................................................... 12
4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................... 13
4.1 Milho ....................................................................................................................... 13
4.1.1 Produção e consumo de milho ............................................................................. 13
4.1.2 A indústria do milho ............................................................................................. 15
4.2 Moagem úmida do milho ........................................................................................ 15
4.2.1 Maceração ........................................................................................................... 16
4.2.2 Separação do germe ........................................................................................... 17
4.2.3 Moagem fina e separação da fibra ....................................................................... 18
4.2.4 Separação amido-glúten ...................................................................................... 18
4.3 Amido ..................................................................................................................... 19
4.3.1 Estrutura e propriedades ..................................................................................... 19
4.3.2 Conversão do amido ............................................................................................ 21
4.4 Xarope de alta maltose ........................................................................................... 23
4.4.1 Definição, composição e aplicações .................................................................... 23
4.4.2 Processo de obtenção ......................................................................................... 25
4.5 Operações Unitárias ............................................................................................... 32
4.6 Transferência de calor ............................................................................................ 33
4.7 Mecânica dos fluidos .............................................................................................. 34
4.7.1 Perdas de carga .................................................................................................. 38
4.7.2 Máquinas de fluxo ................................................................................................ 41
4.8 Bombas .................................................................................................................. 43
4.8.1 Bombas de deslocamento positivo ...................................................................... 43
4.8.2 Bombas centrífugas ............................................................................................. 44
4.8.3 Análise de bombas .............................................................................................. 47
4.9 Tubulação ............................................................................................................... 51
4.9.1 Acessórios de tubulação ...................................................................................... 53
4.9.2 Válvulas ............................................................................................................... 54
4.9.3 Aquecimento das tubulações ............................................................................... 55
4.10 Armazenamento de líquidos ................................................................................... 55
4.11 Agitação ................................................................................................................. 57
5 METODOLOGIA ..................................................................................................... 58
5.1 Etapas do projeto ................................................................................................... 58
5.2 Identificação das tubulações e equipamentos ........................................................ 60
5.3 Dimensionamento dos Tanques ............................................................................. 61
5.4 Dimensionamento das bombas .............................................................................. 62
5.4.1 Dimensionamento das tubulações ....................................................................... 62
5.4.2 Determinação das perdas de carga ..................................................................... 63
5.4.3 Determinação das alturas manométricas e NPSHA ............................................. 64
6 RESULTADOS E DISCUSSÕES ............................................................................ 66
6.1 Fluxograma ............................................................................................................ 66
6.2 Levantamento dos equipamentos e tubulações ...................................................... 66
6.3 Dados obtidos para os tanques .............................................................................. 66
6.4 Dados obtidos para as bombas .............................................................................. 67
6.5 Dados obtidos para as tubulações .......................................................................... 67
6.6 Resultados obtidos para as perdas de carga .......................................................... 68
6.7 Resultados obtidos para as alturas do sistema e NPSHA ....................................... 70
6.8 Folhas de dados obtidas ......................................................................................... 71
7 CONCLUSÃO ......................................................................................................... 72
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................ 73
APÊNDICE A – Fluxograma de Processo do Projeto ...................................................... 76
APÊNDICE B – Lista de Equipamentos ........................................................................... 77
APÊNDICE C – Lista de Tubulações ............................................................................... 78
APÊNDICE D – Data Sheet Tanque de Condicionamento .............................................. 79
APÊNDICE E – Data sheet do tanque de armazenamento ............................................. 80
APÊNDICE F – Data sheet do tanque de carregamento ................................................. 81
APÊNDICE G – Data sheet da bomba do tanque de água quente .................................. 82
APÊNDICE H – Data sheet bomba da torre de resfriamento ........................................... 83
APÊNDICE I – Data sheet da bomba 1 do tanque de condicionamento .......................... 84
APÊNDICE J – Data sheet da bomba 2 do tanque de condicionamento ......................... 85
APÊNDICE K – Data sheet da bomba do tanque de armazenamento ............................. 86
APÊNDICE L – Data sheet da bomba do tanque de condicionamento ............................ 87
ANEXO I – Diagrama de Moody ...................................................................................... 88
10
1 INTRODUÇÃO
Muitos dos produtos que consumimos no nosso dia a dia contem ingredientes
derivados do milho: balas, geleias, molhos, embutidos, medicamentos, pasta de
dente, papel, sopas instantâneas, entre outros.
As refinarias separam o milho em seus quatro componentes básicos (amido,
casca, glúten e germe) e os transforma em produtos de maior valor agregado.
Os xaropes de milho são os produtos de maior importância do refino do milho,
seguidos pelas rações animais, amidos, óleo de milho e etanol.
O xarope de alto teor de maltose, também chamado xarope de alta maltose
(HMS, do inglês High Maltose Syrup), é obtido através do processo de hidrólise
enzimática do amido e vem ganhando crescente espaço no mercado, principalmente
na indústria cervejeira. As cervejarias brasileiras têm substituído, progressivamente,
os adjuntos amiláceos pelo xarope de alta maltose (adjunto açucarado). Este
produto é de fundamental importância na planta de processamento de milho ao qual
este trabalho se refere.
Dentre as atividades que um engenheiro químico pode desenvolver no
mercado de trabalho, a engenharia de projetos é uma área bastante promissora. O
engenheiro tem o papel de aplicar conhecimentos, habilidades, ferramentas e
técnicas disponíveis às atividades do projeto, a fim de atender ao propósito para o
qual ele está sendo executado. O dimensionamento e seleção adequada de
equipamentos e materiais a serem implantados são fundamentais para atingir o que
foi proposto.
A partir desta ideia, a proposta deste trabalho foi unir conceitos das operações
unitárias de transferência de calor, transporte de fluidos e armazenamento, para
desenvolver etapas relacionadas às atividades da engenharia de projetos e elaborar
uma solução a um problema da indústria: a capacidade limitada de carregamento
nos meses de alta demanda de HMS, além da capacidade de armazenagem
insuficiente. Ao longo do trabalho são abordados conceitos das operações unitárias
pertinentes e do processamento do milho para produção de HMS.
11
2 OBJETIVOS
2.1 Objetivo Geral
O objetivo deste trabalho é utilizar conceitos de operações unitárias,
transferência de calor e mecânica dos fluidos para projetar um sistema de
condicionamento, armazenamento e carregamento de xarope de alta maltose,
destinado a uma planta de processamento de milho instalada no interior do estado
de São Paulo.
2.2 Objetivos Específicos
Os objetivos específicos deste trabalho estão relacionados às etapas de
engenharia básica do projeto:
� Elaboração do esquema proposto;
� Levantamento dos equipamentos e tubulações necessários para a instalação
do sistema;
� Dimensionamento dos equipamentos;
� Dimensionamento das tubulações;
� Elaboração das folhas de dados dos equipamentos.
12
3 JUSTIFICATIVA
Nos meses de janeiro a agosto, as vendas de xarope de alta maltose são
maiores que a capacidade produtiva da planta. Nos meses de setembro a dezembro
ocorre o inverso. Para otimização da produção e atendimento aos clientes, faz-se
necessário um sistema de condicionamento (aquecimento/resfriamento) e
armazenamento de HMS.
O sistema de condicionamento é utilizado para enviar e retirar o produto dos
tanques de armazenamento, que possibilita manter o HMS por períodos de até
quatro meses sem perder suas características iniciais. O produto deve ser resfriado
nos tanques de condicionamento antes de serem armazenados, de forma a
conservar suas propriedades, e reaquecido antes do embarque para facilitar a
descarga no cliente, já que a viscosidade do produto se eleva muito com a
diminuição da temperatura.
Devido à logística, também se faz necessária a instalação de um sistema
adicional para carregamento de HMS em caminhões, uma vez que o sistema atual
possui duas bicas de carregamento, porém o sistema de enchimento somente
permite enviar o produto para um caminhão por vez, o que limita a capacidade de
carregamento nos meses de alta demanda de HMS. Além disso, não existe
instalação reserva para o caso de quebra dos equipamentos.
A pesquisa contribuiu na introdução de melhorias no processo para:
� Suprir a alta demanda nas vendas de HMS, aumentando a capacidade de
carregamento e armazenamento;
� Garantir a continuidade operacional, a nova instalação para carregamento
também pode atuar como reserva.
13
4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
4.1 Milho
De acordo com as características do grão, existem cinco tipos de milho:
dentado, duro, farináceo, pipoca e doce. A maioria do milho produzido no Brasil é do
tipo duro ou “flint”, já em países de clima temperado predomina o tipo dentado
(PAES, 2006).
De maneira geral, o peso de cada grão pode variar de 250 a 300 mg, e em
base seca possui 72 % de amido, 9,5 % de proteínas (glúten principalmente), 9 % de
fibra e 4 % de óleo (PAES, 2006).
A Figura 1 ilustra a estrutura do grão de milho.
Fonte: CRA (2015)
4.1.1 Produção e consumo de milho
O milho é um dos cereais mais cultivados em todo o mundo, tendo constituído
a alimentação básica de antigas civilizações como os maias, incas e astecas
(ABIMILHO, 2015).
Já nos Estados Unidos o consumo do milho na alimentação humana é
pequeno, estando relacionado aos cereais matinais e xaropes de milho (CARDOSO
et al., 2011).
Na África, o grão de milho é fermentado produzindo o ogi, alimento dado aos
bebês quando desmamados (CARDOSO et al., 2011).
Figura 1 - Estrutura do grão de milho.
14
Na Colômbia e na Venezuela é utilizado na produção das arepas, espécie de
massa de pão, e, em outros países da América do Sul fabrica-se, a partir do milho,
uma bebida alcoólica chamada “chica”. Já no México é o principal ingrediente das
Tortilhas (CARDOSO et al., 2011).
No Brasil, o milho é consumido in natura e também em diversos pratos como
pamonha, creme de milho e bolos. O amido derivado do milho é utilizado
principalmente como edulcorantes (xaropes) e em produtos de panificação, molhos e
sopas. O óleo de milho é também largamente utilizado na cozinha brasileira
(ABIMILHO, 2015; CARDOSO et al., 2011).
O Brasil é o 4º país que mais produz milho, como pode ser visto na Tabela 1,
segundo a Abimilho (2015).
Tabela 1 - Produção mundial do milho 2011/2012.
Classificação País Produção (milhões t.) %
1 Estados Unidos 313918 36,3 2 China 191750 22,2 3 EU-27 64524 7,5 4 Brasil 62000 7,2 5 Ucrânia 22500 2,6 6 Índia 21500 2,5 7 Argentina 21500 2,5 8 México 19000 2,2 9 África do Sul 11500 1,3 10 Canadá 10700 1,2 11 Nigéria 8700 1,0 12 Indonésia 8700 1,0 13 Filipinas 7139 0,8 14 Rússia 6680 0,8 15 Sérvia 6267 0,7 16 Egito 5500 0,6 17 Vietnam 5400 0,6 18 Etiópia 4400 0,5 19 Tailândia 4300 0,5 20 Malawi 3900 0,5
Outros 65095 7,5 Fonte: Abimilho (2015).
Na década de 50, o cereal começou a ser substituído pelo trigo e seu potencial
no Brasil é ainda pouco explorado, em contraste ao que ocorre nos países
15
desenvolvidos, como os EUA onde são utilizados processos altamente sofisticados
(ABIMILHO, 2015; ALMEIDA, 1993).
4.1.2 A indústria do milho
A indústria de processamento de milho produz uma variedade de produtos para
outras indústrias. Ingredientes a base de milho estão presentes desde alimentos e
bebidas até itens de higiene pessoal, lavanderia e têxteis. Embora os seus produtos
tenham sofrido uma queda nos preços, a produção apresenta um crescimento
sustentável como resultado do desenvolvimento contínuo de novos produtos e novos
mercados (CRA, 2015; GALITSKY et al., 2003).
A industrialização do milho pode ocorrer por dois processos: moagem a seco,
um processo menos tecnológico, ou via moagem úmida, com ampla tecnologia,
gerando produtos de maior valor agregado (CARDOSO et al., 2011).
Na Tabela 2 pode-se comparar o consumo dos produtos de milho no Brasil
para a moagem a seco, moagem úmida e “in natura” do ano de 2013, segundo a
Abimilho (2015).
Tabela 2 - Consumo humano e industrial de milho no Brasil – 2013.
Consumo Industrial Milhões t
Moagem a seco 2200 Moagem a úmido 2400
In natura 1018 Fonte: Abimilho (2015).
4.2 Moagem úmida do milho
O objetivo da moagem úmida é separar o milho em seus quatro principais
componentes: amido, germe, casca e glúten, e convertê-los em produtos
(GALITSKY et al., 2003).
Primeiramente, o milho recebido na refinaria passa por uma limpeza que
remove as impurezas e materiais estranhos. O milho é então armazenado nos silos
até a hora de ser processado pela refinaria (BLANCHARD,1992 apud GALITSKY,
2003; CRA, 2015).
16
As etapas envolvidas na moagem úmida do milho podem ser vistas no
fluxograma da Figura 2.
Fonte: adaptado de Shenck e Hebeda (1992).
4.2.1 Maceração
Enquanto na moagem a seco, o endosperma é apenas fragmentado, na
moagem úmida do milho há a etapa da maceração. Seu objetivo é aumentar a
eficiência da separação do amido e proteínas do endosperma, obtendo maior
número de produtos (CARDOSO et al., 2011).
Durante esta etapa os grãos são mantidos em grandes tanques com água
ácida a uma temperatura de 48-53 ºC por um período de 24-48 horas (ECKHOFF;
JAYASENA; SPILLMAN, 1992).
Geralmente o sistema é composto por uma bateria de 10 tanques, nos quais
água ácida é adicionada em uma espécie de contracorrente à ordem de enchimento
dos tanques, fluindo do tanque que contém milho em maceração há mais tempo,
para o mais recente. A água nesta etapa deve conter um teor controlado de dióxido
de enxofre entre 1000 e 2000 p.p.m., obtida a partir da queima de enxofre, que visa
inibir o crescimento de microrganismos de deteriorização e quebrar as ligações
dissulfeto da proteína com o amido. Além disso, o SO2 favorece o crescimento de
Lactobacilos que produzem ácido lático, o que aumenta o amolecimento do grão
(DELCOUR; HOSENEY, 2010).
Milho
Limpeza e Inspeção
MaceraçãoSeparação do Germe
Moagem e Peneiração
Separação amido-gluten
Lavagem do amido
Conversão do amido
FibrasSecagem do Amido
Refino
Germe Gluten
Óleo de milho Ração animal Amidos Xaropes de glucose
Figura 2 - Fluxograma do processo de moagem úmida de milho.
17
Atualmente, os tanques de maceração podem ser de fibra de vidro, madeira,
aço inoxidável ou qualquer material resistente à ação do dióxido de enxofre e ácido
lático (BEMILLER, WHISTLER, 2009).
Durante a maceração os grãos absorvem água, chegando a dobrar de
tamanho. Sua umidade sobe de 15% para 45%. O glúten perde sua ligação com o
milho e o amido é liberado. O milho é então grosseiramente moído, para liberação
do germe. A água da maceração, contendo a maioria dos compostos solúveis do
milho, é evaporada até 45-50% de sólidos, gerando um produto chamado água
pesada, que é comercializada ou adicionada ao farelo para produção de rações
animais (GALITSKY et al., 2003; CRA, 2015).
4.2.2 Separação do germe
O milho macerado e grosseiramente moído segue para a etapa de
degerminação, para separar o germe dos outros componentes. O germe contém a
maior parte do óleo presente no milho, sendo assim, é menos denso que a água.
Aproveitando-se desta característica sua separação é facilmente realizada por
hidrociclones, como o representado na Figura 3. O germe retirado é então lavado e
peneirado repetidamente para retirar os resíduos de amido e glúten que são
recuperados para o processo (GALITSKY et al., 2003).
Fonte: Delcour e Hoseney (2010).
Figura 3 - Operação de um hidrociclone.
18
O germe passa por prensas desaguadoras atingindo umidade de 50-60% e,
após, por secadores rotativos de tubos a vapor até a umidade de 2-4%. Após a
secagem, o germe é submetido a etapas químicas e mecânicas para extração do
óleo, o resíduo gerado (torta) é utilizado na alimentação animal (GALITSKY et al.,
2003; CARDOSO et al., 2011).
4.2.3 Moagem fina e separação da fibra
O underflow dos hidrociclones de separação do germe é composto por água,
fibras (casca), amido e glúten. A próxima etapa é a separação das fibras do gritt
(amido + glúten). A separação destes componentes baseia-se na diferença de
tamanho entre as partículas, sendo as fibras as maiores, e será realizada através de
uma moagem fina, para quebra de todos os componentes do grão de milho em
suspensão, seguida por uma série de peneiras que irão reter a casca (fibra)
deixando passar o glúten e o amido. A fibra é lavada diversas vezes para recuperar
o máximo de amido e glúten possível (GALITSKY et al., 2003; WHITE; JOHNSON,
2003).
A fibra retida será enviada para prensas desaguadoras. A casca desaguada
recebe água pesada da maceração e é seca formando o farelo de milho, que contem
22-24% dos sólidos iniciais do processo (RAUSCH; BELYEA, 2005).
4.2.4 Separação amido-glúten
A suspensão restante contém basicamente amido e glúten (gritt), que serão
separados através de centrifugação, uma vez que o glúten possui densidade menor
que do amido. O glúten removido da suspensão é desaguado em filtros, que podem
ser filtro prensa a vácuo ou de tambor rotativo, no qual uma torta de glúten se forma
no tambor e é coletada (GALITSKY et al., 2003).
O glúten desaguado ainda está muito úmido para ser enviado ao secador,
então é adicionado material seco obtendo-se umidade de cerca de 30% e segue
para a secagem. Os secadores mais baratos e simples de operar são os secadores
rotativos (GALITSKY et al., 2003).
19
O produto final seco contém cerca de 5% dos sólidos do início do processo,
possui alto teor de proteínas (65-67%) e baixo teor de fibras, é utilizado como
alimentação animal, principalmente de aves (RAUSCH; BELYEA, 2005).
O amido em suspensão contém ainda cerca de 1% de proteína e precisa ser
purificado através de um sistema de hidrociclones, alcançando pureza maior que
99,5%. O amido agora está pronto para ser modificado quimicamente, convertido em
xaropes ou seco para ser vendido como amido. A etapa de secagem é geralmente
realizada em flash dryers que injeta uma corrente de ar quente coletando o pó
formado em ciclones (DELCOUR; HOSENEY, 2010; CRA, 2015).
Na lavagem final do amido há entrada de água fresca. A água removida do
amido é então usada nas etapas anteriores até chegar aos tanques de maceração,
não havendo, assim, efluentes, e a água deixa o sistema apenas como vapor
(DELCOUR; HOSENEY, 2010).
Apesar do termo glúten ser comum para descrever os produtos da proteína do
milho, o termo está incorreto, pois estes produtos não contem glúten que é uma
proteína específica do trigo não encontrada no milho (BEMILLER; WHISTLER,
2009).
4.3 Amido
4.3.1 Estrutura e propriedades
O amido é um carboidrato abundante em plantas verdes, constituindo-se de
uma reserva de alimentos para o crescimento da planta. É um polímero de forma
geral (C6H10O5)n formado por dois tipos de moléculas: a amilose e a amilopectina,
diferentes entre si pelo peso molecular e organização estrutural (SHENCK;
HEBEDA, 1992; BOBBIO; BOBBIO, 2001; DELCOUR; HOSENEY, 2010).
A amilose é composta por unidades de glucose com ligações α-1,4
apresentando uma cadeia essencialmente linear, como pode ser visto na Figura 4,
podendo formar estruturas helicoidais (BOBBIO; BOBBIO, 2001). Sua massa
molecular média é de 106 (FENNEMA, 2010).
20
Fonte: Zamora (2011).
A amilopectina, além de conter cadeias de glucose com ligações α-1,4, possui
ramificações com ligações α-1,6, como pode ser visto na Figura 5. A proporção de
ligações α-1,6 e α-1,4 na amilopectina é de aproximadamente 1:20 (BOBBIO;
BOBBIO, 2001). Sua massa molecular pode chegar a 108, sendo uma das maiores
moléculas encontradas na natureza (FENNEMA, 2010).
Fonte: Zamora (2011).
A composição do amido depende de sua fonte. O amido de milho possui de 25
a 28% de amilose, sendo o restante amilopectina, porém existem variações que
chegam a 80% de amilose ou nenhuma amilose (milho ceroso ou waxy) (Aditivos &
Ingredientes, 2013).
O grânulo de amido apresenta uma natureza parcialmente cristalina o que o
torna praticamente insolúvel em água fria. Quando a suspensão de amido é
aquecida, ocorre a gelatinização e as estruturas cristalinas do grânulo se rompem, a
molécula absorve água e se dilata irreversivelmente. A temperatura em que a
gelatinização do amido se inicia fica entre 50-68ºC, e se completa entre 64-78ºC,
estas temperaturas podem variar em amidos de diferentes composições, sendo
Figura 4 - Estrutura química da amilose.
Figura 5 - Estrutura química da amilopectina.
21
maiores para amidos com maior teor de amilose. A suspensão de amido aumenta
sua viscosidade conforme a gelatinização ocorre (SCHENCK; HEBEDA 1992).
4.3.2 Conversão do amido
A maior parte do amido obtido na separação dos componentes do milho é
destinada à produção de xaropes de milho e glucose (CRA, 2015).
O amido é convertido em xarope através da adição química de água (hidrólise)
que pode ser catalisada na presença de ácido e/ou enzimas. O produto desta reação
é o açúcar simples chamado D-glucose ou dextrose. A hidrólise do amido é
interrompida em pontos específicos de acordo com a mistura de açúcares que se
deseja para o xarope, como glucose e maltose. Estes xaropes de açúcar serão
posteriormente refinados e processados obtendo-se uma variedade de produtos
(GALITSKY et al., 2003; CRA, 2015).
A hidrólise do amido pode ser realizada apenas com ácido, porém muitas
reações secundárias ocorrem, gerando coloração indesejada e maior tendência à
retrogradação. Sendo assim, a hidrólise ácida é mais efetiva para diminuição da
viscosidade da suspensão de amido (gelatinização), seguida pelo tratamento com
enzimas (DELCOUR; HOSENEY, 2010).
Os xaropes de alta maltose podem ser obtidos por conversão ácido-enzima ou
enzima-enzima. No primeiro caso, a hidrólise inicial (liquefação) ocorre por um ácido,
no segundo caso ocorre por uma enzima, geralmente α-amilase bacteriana. O
método somente com enzimas vem sendo utilizado com mais frequência nos últimos
anos por indústrias que querem driblar adversidades do processo com ácido como a
aleatoriedade da conversão (BEMILLER; WHISTLER, 2009).
Por estas razões, o processo mais atual de conversão é a hidrólise enzimática.
Alguns conceitos básicos são necessários para compreensão da etapa de
conversão e serão explicados a seguir.
4.3.2.1 Grau de polimerização e dextrose equivalent e
Os xaropes de milho são classificados de acordo com seu teor de açúcares
redutores ou valores de dextrose equivalente, representados na Tabela 3, que mede
a intensidade da hidrólise (conversão) (BOBBIO; BOBBIO, 2001).
22
Tabela 3 - Tipos de xarope de acordo com valores de DE.
Tipo de Xarope Conversão DE
I Baixa 20-38 II Média 39-58 III Alta 59-73 IV Extra alta 74-99
Fonte: Bobbio e Bobbio (2001).
Dextrose, denominação comum para glucose, é um açúcar redutor, por possuir
um grupo acetato livre na posição 1. Já a maltose (duas unidades de dextrose
ligadas), possui uma molécula de dextrose redutora e a outra não. Desta forma,
também outras moléculas de amido possuem apenas um grupo redutor, sendo a
medida de DE a porcentagem de ligações glicosídicas que foram quebradas na
hidrólise, porém não informa a composição química do xarope, podendo existir
xaropes com diferentes composições, mas com mesmos valores de DE (DELCOUR;
HOSENEY, 2010).
O DE é calculado pela divisão do peso estimado do conteúdo de glucose pelo
peso da amostra. Se a hidrólise for completa, teremos um valor de DE=100, e uma
solução pura de maltose possui DE de apenas 50 (DELCOUR; HOSENEY, 2010).
Para a produção de xaropes de alta maltose, o valor de DE obtido pela
hidrólise ácido-enzimática é de aproximadamente 42, através da conversão enzima-
enzima é possível obter xaropes de alta maltose com DE superiores a este valor
(DELCOUR; HOSENEY, 2010).
Já a composição química do xarope pode ser indicada através do percentual
de DPn (grau de polimerização), em que “n” indica o número de moléculas de
glucose presentes no composto, sendo, portanto, DP1 para dextrose, DP2 para
maltose, DP3 para maltotriose, DP4+ para maltotetratriose ou oligossacarídeos com
mais unidades monoméricas (BEMILLER; WHISTLER, 2009).
No caso do xarope de alta maltose, é possível supor que ele terá maior
percentual de DP2 do que de outros DPs. Os xaropes de alta maltose mais comuns
no mercado americano são o 34 HMS e o 42-43 HMS, com DP2 de 34% e 43%
respectivamente (BEMILLER; WHISTLER, 2009).
O DE é inversamente proporcional ao DP (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
4.3.2.2 Enzimas
23
Os catalisadores aumentam a taxa de reação sem sofrer alterações em sua
estrutura. No século 19 foram descobertos catalisadores de fontes biológicas,
chamadas enzimas (CHAPLIN; BUCKE, 1992).
A hidrólise do amido pode ser catalisada por uma grande variedade de
enzimas, que vem substituindo cada vez mais a hidrólise ácida (CHAPLIN; BUCKE,
1992).
A maioria das enzimas são específicas para quebrar as ligações α-1,4, portanto
a amilose não representa problema, já amilopectina, por conter ligações α-1,6 é o
grande desafio para a hidrólise enzimática (CHAPLIN; BUCKE, 1992).
As enzimas podem ser usadas isoladamente ou em conjunto para produzir uma
grande diversidade de xaropes (NIGAM; SINGH, 1995 apud LIMBERGER, 2012).
Segundo Chaplin e Bucke (1992), a conversão do amido é realizada em três
etapas:
1) Gelatinização: dissolução dos grânulos de amido em uma suspensão viscosa;
2) Liquefação: hidrólise parcial, diminuindo a viscosidade da suspensão;
3) Sacarificação: hidrólise produzindo moléculas de glucose e maltose.
Na etapa de liquefação da produção de xaropes de milho, utiliza-se uma
enzima α-amilase bacteriana, por ser mais termoestável. Em seguida, a
sacarificação ocorre na presença de uma β-amilase ou α-amilase fúngica
(SARIKAYA et al., 2000, apud EDUARDO, 2002).
A enzima α-amilase reduz a viscosidade do amido rapidamente, devido à
natureza randômica da hidrólise, diminuindo em pouco tempo a massa molecular
média das cadeias de amilose/amilopectina (FENNEMA, 2010).
A β-amilase ou α-amilase fúngica atua nas extremidades redutoras das
moléculas, durante a sacarificação, “separando” as moléculas de maltose
(MALDONADO & LOPEZ, 1995 apud EDUARDO, 2000).
Para obtenção de xaropes com altíssimo teor de maltose pode-se utilizar
também uma enzima desramificadora (como a pullulanase) para romper as ligações
α-1,6 da amilopectina (KEARSLEY & TABIRI, 1979; MALDONADO&LOPEZ, 1995,
apud EDUARDO, 2000).
4.4 Xarope de alta maltose
4.4.1 Definição, composição e aplicações
24
A maltose, representada na Figura 6, é um dissacarídeo formado por duas
moléculas de glucose unidas por ligações α-1,4 (BOBBIO; BOBBIO, 1992).
Fonte: Zamora (2011)
Existem xaropes de maltose com diferentes concentrações e graus de
conversão, e podem ser classificados em três tipos, como mostra a Tabela 4.
Tabela 4 - Composição e DE de diferentes tipos de xarope de maltose.
Tipo de xarope Carboidratos (%, base seca)
DE Glucose Maltose Maltotriose
Alto teor de maltose 0,5-3,0 30,0-45,0 6,0-25,0 35-50 Extremo teor de maltose 1,0-3,0 70,0-85,0 8,0-21,0 45-60
Alta conversão 35,0-43,0 30,0-47,0 8,0-15,0 60-70 Fonte: Maldonado & Lopez (1995); Saha & Zeikus (1987) apud Eduardo, 2000.
A especificação típica do xarope de alta maltose pode ser vista na Tabela 5.
Tabela 5 - Especificação Típica do Xarope de Alta Maltose.
Propriedade Mínimo Máximo Baumé comercial 42.8 43.2 Matéria seca, % 79.9 80.7 Viscosidade a 40ºC
118
pH 4.8 5.2 Dextrose
3.0
Maltose 50 56 Odor/Sabor Nenhum odor/sabor
Fonte: Shenck e Hebeda (1992).
Em virtude de suas características peculiares, o xarope de maltose é utilizado em fermentações, panificação, bebidas e confeitaria (Maldonado & Lopez, 1995). Apresenta baixa higroscopicidade, sendo utilizado para o controle da atividade de água em alimentos (Gaouar et al., 1997a e Shaw & Sheu, 1992). Por suas características de baixa cristalização e resistência a temperaturas, é muito utilizado em geleias, compotas e sorvetes
Figura 6 - Estrutura química da maltose.
25
(Johnson, 1976; Nigam & Singh, 1995; Shaw & Sheu, 1992). A maltose também é muito usada em balas moles para o controle da cristalização, umidade e manutenção da consistência (Johnson, 1976). Outra característica importante é seu efeito antisséptico (Slominska & Starogardzka, 1986) que possibilita sua utilização como veículo de transporte em vacinas, antibióticos e nutrientes intravenosos (Gaouar et al., 1997ª). Além disso, o xarope com mais de 70% de maltose é usado pela indústria farmacêutica para produção do adoçante maltiol (Gaouar et al., 1997a). (EDUARDO, 2000, p. 13)
Na produção de cervejas o malte é parcialmente substituído por cereais
(adjuntos amiláceos) ou por xaropes de alto teor de maltose (adjuntos açucarados)
por questões econômicas (VENTURINI FILHO; CEREDA, 98).
Na indústria cervejeira nacional, o xarope mais utilizado é o de alta maltose,
devido sua composição de açúcares ser semelhante à composição em cervejas
100% malte. Além de possuir fermentabilidade equivalente às cervejas que utilizam
gritz de milho ou arroz (SLEIMAN; VENTURINI FILHO, 2008, apud DAVILA et al.,
2012).
A utilização de adjuntos açucarados tem algumas vantagens, como a produção
de mostos e cervejas mais uniformes, e a melhora na estabilidade físico química da
cerveja, reduzindo sua turvação (BRADEE, 1977; POLLOCK, 1979, apud CURI,
2006).
“É, também, responsável por conferir à cerveja cor mais clara, corpo mais leve,
sabor e aroma mais ‘delicado’, uma vez que, com seu uso, ocorre redução das
concentrações de sólidos solúveis do malte (HOUGH, 1985; LEWIS; YOUNG, 1995;
VENTURINI FILHO, 2000).” (CURI 2006).
4.4.2 Processo de obtenção
4.4.2.1 Liquefação
A primeira etapa do processo de conversão de amido é a liquefação, que irá
reduzir a viscosidade da suspensão através da gelatinização completa do amido e
dextrinização até um grau que evite a sua retrogradação (retorno do amido ao seu
estado nativo). Variando o grau de dextrinização, pode-se obter um produto final ou
26
diversos produtos para serem encaminhados para a sacarificação (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
A liquefação pode ser realizada por hidrólise ácida sob aquecimento, porém
este método só é usado para obtenção de xaropes com DE menor que 42. Para
conversões acima de 42 DE, são gerados subprodutos indesejados em excesso,
portanto é preferível a hidrólise enzimática (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Dois parâmetros são utilizados para medir o progresso da liquefação, o valor
de DE e o desenvolvimento de coloração azul com adição de Iodo, que somente é
obtida quando ainda há a presença de grandes moléculas de amilose (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
A Liquefação é composta por uma série de etapas de aquecimento,
resfriamento e tempo de residência, que variam conforme a especificação do
produto. Pode ser realizada em batelada, mas na maioria das vezes é realizada em
processo contínuo que é mais eficiente e gera produtos de maior qualidade
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
4.4.2.2 Processo enzimático
Para a produção de xarope de alta maltose, a liquefação é realizada pelo
processo enzimático. As enzimas utilizadas são α-amilases geralmente bacterianas,
que diferem entre si pela temperatura de atividade, range de pH e dependência de
íons de Cálcio para estabilizar e ativar a enzima. As mais utilizadas são o bacillus
licheniformis e bacillus stearothermophilus que são resistentes a temperaturas de
até 110ºC, e atuam a um pH entre 6,0 e 6,3 (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Em um processo típico, o teor de cálcio na suspensão de amido deve estar
entre 50-100 p.p.m. e a conversão ocorre em um Jet cooker, representado na Figura
7, em temperatura de 106-108ºC durante 5-6 minutos (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
27
Fonte: adaptado de Schenck e Hebeda (1992).
O aquecimento por injeção direta de vapor realizado por um bocal em alta
velocidade através de uma corrente de amido é o método mais comum. A diferença
de pressão na entrada e na saída do equipamento deve ser de pelo menos 1 bar.
Para maior tempo de retenção são utilizados serpentinas ou tubos longos após o
aquecedor (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
O hidrolisado é enviado a uma câmara flash, onde a temperatura do licor cai
para 100ºC, e é mantido durante 1-2 horas até atingir DE de aproximadamente 12
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Segundo Schenck e Hebeda (1992), existem diferentes processos de
liquefação que podem ser descritos da seguinte forma:
• EHE, do inglês enzyme-heat-enzyme (enzima-aquecimento-enzima);
Figura 7 - Representação de um injetor de vapor típico.
28
• LT, do inglês low temperature (temperatura baixa);
• DEDH, do inglês dual enzyme, dual heating (dupla enzima, duplo
aquecimento);
• DESH, do inglês dual enzyme, single heating (dupla enzima, aquecimento
simples);
• TL, termal liquefaction (liquefação térmica).
O processo de dosagem de enzima se completa entre 1-3 horas, porém os
parâmetros dependem da enzima utilizada e da conversão desejada (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
Para ser enviado à etapa de sacarificação o licor é resfriado a 60ºC e o pH
ajustado conforme a enzima a ser utilizada (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
4.4.2.3 Sacarificação
Quando a hidrólise é conduzida até um nível intermediário de teor de dextrose
obtemos o xarope de glucose. As diferenças na composição deste xarope geram
diferentes produtos, como o xarope de alta maltose, para diferentes aplicações que
serão obtidos pela hidrólise enzimática controlada na etapa de sacarificação
(SCHENCK; HEBEDA, 1992). A composição típica para o xarope de alta maltose
pode ser vista na Tabela 6.
Tabela 6 - Composição típica de carboidratos no Xarope de Alta Maltose.
Parâmetro Característica DE (liquefação): 12 Processo: Enzimático Enzima Sacarificação: α-amilase fúngica Sacarídeo
DP1 2-7 DP2 45-60 DP3 25-30 DPn 9-23
Fonte: Schenck e Hebeda (1992).
Esta etapa do processo pode levar de 12 a 96 horas, geralmente realizada em
bateladas em tanques em série, isolados e com leve agitação. Toda a dosagem de
enzimas é realizada durante o enchimento do tanque (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
29
As enzimas desta etapa, geralmente, são a α-amilase fúngica, proveniente do
Aspergillus oryzae, ou uma β-amilase. Os parâmetros ótimos para a sacarificação
são: pH de aproximadamente 5,5 e a temperatura de 55ºC e 60ºC para cada
enzima, respectivamente. Já o valor final ótimo de DE é de 12 (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
Após completar a sacarificação adiciona-se carbonato de sódio para ajustar o
pH para 4,8 e precipitar proteínas e impurezas que devem ser retiradas por filtração
e submetidos a tratamentos para descoloração e remoção de impurezas solúveis
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
4.4.2.4 Clarificação
A clarificação é o processo que visa retirar as impurezas sólidas do licor
através de filtros rotativos a vácuo precapados com um auxiliar de filtração. Esta
precapa é formada por uma suspensão uniforme de perlita na superfície do tambor
de filtração. Este material é um pó de origem vulcânica, formado,
predominantemente, por silício (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
O tambor, parcialmente imerso em água ou produto filtrado, gira a uma
velocidade de 60-90 segundos por rotação, formando uma torta uniforme de
aproximadamente 13 cm em 30-45 minutos. Durante os primeiros 2,5 cm o vácuo é
controlado abaixo de 36cmHg. Um mínimo de 12% do tambor deve ficar submerso e
o vácuo aumenta conforme a espessura da torta até alcançar o valor máximo para o
sistema (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Após a formação de precapa, inicia-se a filtração do licor a ser clarificado. Uma
faca automática avança de 0.008-0.25 cm a cada rotação retirando as impurezas
retidas na torta e restaurando a superfície filtrante. A submersão e velocidade de
rotação do tambor, o controle da faca e o vácuo são variáveis importantes na
operação da clarificação do licor para manter as taxas adequadas de filtração e
formação da torta (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
A remoção de resíduos de impurezas do xarope, após filtração, pode ocorrer
por carvão ativo ou por troca iônica com resina sintética que é um processo mais
vantajoso. Esta é uma etapa adicional para reduzir a coloração e estabilizar a cor do
xarope (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
30
4.4.2.5 Evaporação
O xarope refinado deve então ser evaporado até um teor de 80% de sólidos
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
A concentração do licor clarificado é geralmente realizada por evaporadores,
que podem ser de diversos tipos: de tubos ou placas, concorrente ou contracorrente,
de fluxo ascendente ou descendente. O evaporador mais utilizado para a
concentração do licor é o tipo falling-film, representado na Figura 8 (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
Fonte: adaptado de Shenck e Hebeda (1992).
No evaporador falling-film o licor entra pela câmara superior de onde é
distribuído para os tubos. Conforme o licor escoa através dos tubos o líquido é
evaporado e o licor concentrado é retirado pela parte inferior (SCHENCK; HEBEDA,
1992).
Este equipamento opera com temperatura de vapor com pequena diferença em
relação à temperatura de ebulição do líquido. E a evaporação deve ocorrer à menor
temperatura possível para não haver formação de compostos que conferem cor ao
Figura 8 - Evaporador falling-film.
31
xarope. Para isso são utilizados evaporadores de três ou quatro efeitos (SCHENCK;
HEBEDA, 1992).
4.4.2.6 Armazenamento
Os xaropes de glucose podem ser embarcados diretamente após a evaporação
a uma temperatura de 60ºC, mas, na maioria das vezes, são armazenados em
tanques antes de serem embarcados. O ideal é que os xaropes sejam armazenados
à menor temperatura possível para evitar a formação de cor e aumentar o prazo de
validade, sendo geralmente resfriados em trocadores de calor até 30-35ºC. A
temperatura depende da viscosidade do produto e do equipamento disponível
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
No armazenamento, devem ser tomados diversos cuidados para evitar o
desenvolvimento de leveduras, bactérias e bolor. Deve-se atentar para situações
que possibilitem a condensação de materiais na superfície e áreas onde possa
ocorrer fermentação com consequente produção de gases, o que é muito perigoso,
pois aumenta a pressão interna nos equipamentos fechados (SCHENCK; HEBEDA,
1992).
Devem ser adotados padrões de higiene e limpeza, bem como utilizar materiais
aprovados para uso alimentar tanto para a planta de produção como para os
veículos distribuidores, mangueiras de conexão, linhas de carregamento e bombas
até o ponto de recebimento do cliente (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Os xaropes de glucose são mais facilmente bombeados e transportados em
temperaturas entre 50-60ºC, devendo ser aquecidos antes do embarque. O
aquecimento deve ser feito com água quente, uma vez que o vapor causa
superaquecimentos localizados e escurecimentos (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
Os tanques dos caminhões transportadores devem ser isolados, equipados
com traço elétrico ou bobinas para manter a temperatura adequada no
carregamento, além de serem construídos em aço inox ou revestidos com material
que previna a corrosão. Também devem ser apropriados para sanitização e
equipados com bomba ou instalações para conectar com a bomba em campo
(SCHENCK; HEBEDA, 1992).
32
Quando estocada em condições apropriadas de sanitização na planta, e em
boas condições microbiológicas, os xaropes terão prazo de validade de 6 meses ou
mais (SCHENCK; HEBEDA, 1992).
4.5 Operações Unitárias
Em um processo químico existem diversas etapas que podem ser reações
químicas ou modificações físicas. Estas modificações físicas decompostas em
etapas individuais são denominadas operações unitárias. Ou seja, uma sequência
de etapas pode ser reduzida a operações simples, que são idênticas independentes
do material a ser processado (FOUST et al., 1982).
De acordo com A. D. Little, 1915, “qualquer processo químico, qualquer que
seja sua escala, pode ser decomposto numa série coordenada do que se podem
denominar ‘operações unitárias’, como moagem, misturação, aquecimento,
absorção, cristalização, filtração, etc.” (FOUST et al., 1982).
A lista de operações unitárias foi modificada desde então, sendo hoje incluídos
o transporte de fluidos, a transferência de calor, a destilação, a umidificação, a
absorção de gases, a sedimentação, a classificação, a agitação e a centrifugação
(FOUST et al., 1982).
Todas as operações unitárias estão baseadas em princípios científicos
aplicados à indústria e estão relacionadas de maneira complicada umas com as
outras. É impossível apresentar uma operação sem considerar a influência das
outras. A transferência de calor em um sistema, por exemplo, não pode ser tratada
sem levar em consideração a mecânica de fluidos para o escoamento (FOUST et al.,
1982).
Na engenharia química é preciso sempre incorporar valores numéricos aos
princípios das operações unitárias para se obter uma resposta prática, o mesmo
acontece para um engenheiro de projetos, ao detalhar um equipamento, sendo
necessário recorrer a técnicas matemáticas ou gráficas capazes de prever esta
resposta (FOUST et al., 1982).
Foram abordadas neste trabalho as operações unitárias de transferência de
calor, mecânica dos fluidos e estocagem por estarem relacionadas ao projeto do
sistema para condicionamento, armazenamento e carregamento do xarope de alta
maltose.
33
4.6 Transferência de calor
Segundo Incropera et al. (2011), transferência de calor pode ser definida
facilmente como energia térmica em trânsito devido a uma diferença de
temperaturas e pode ocorrer por três modos:
• Condução: transferência de calor através do meio;
• Convecção: transferência de calor entre uma superfície e um fluido;
• Radiação: transferência de calor através da emissão de ondas
eletromagnéticas.
Em sistemas de transferência de calor por convecção, a lei da conservação de
energia pode ser aplicada obtendo-se a equação simplificada da energia térmica
para sistemas com escoamento em regime estacionário, representada na equação
1.
� = ���∆� ( 1 )
Em que:
�=quantidade de calor
��= calor específico
∆�= variação de temperatura
�=massa
4.6.1.1 Aquecimento e resfriamento em tanques
É comum a aplicação de transferência de calor em operações em batelada
para reatores de mistura, mantendo a temperatura durante reações, ou para resfriar
produtos finais em tanques, com o uso de serpentinas (PERRY; GREEN, 1997).
Para a transferência de calor em serpentinas de tanques é necessário o cálculo
da área onde ocorrerá esta transferência, que pode ser realizado através da
equação 2 (PERRY; GREEN, 1997).
� = �. . ��� ( 2 )
34
Em que:
�= coeficiente global de transferência de calor
= área de troca de calor
��� = média logarítmica de temperatura
A média logarítmica de temperatura pode ser calcula pela equação 3.
��� = ∆�������� − ∆���í��ln �∆������ �
∆�!�í � " ( 3 )
4.7 Mecânica dos fluidos
A matéria na forma líquida ou gasosa é considerada um fluido. O estudo da
mecânica dos fluidos aborda o comportamento do fluido em repouso ou movimento,
essencial para análise de um sistema em que o fluido opera (FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
Segundo Fox, McDonald e Pritchard (2006), existem algumas propriedades
importantes dos fluidos a serem consideradas, tais como:
• Massa específica, #, é definida como a quantidade de massa por unidade de
volume, geralmente expressa em kg/m3. É calculada pela equação 4.
# = �$ ( 4 )
Em que:
�=massa
$=volume
• Peso específico, %, é definido como o peso por unidade de volume, geralmente
expresso em N/m3. É calculado pela equação 5.
% = #. & ( 5 )
Em que:
35
&=aceleração da gravidade
• Viscosidade absoluta, ',é a resistência do fluido ao escoamento em cp
(1cp≈0,01g/(cm.s)).
• Viscosidade cinemática, (, em stoke (1stoke≈1cm2/s), é a razão entre a
viscosidade absoluta e a massa específica, conforme a equação 6.
( = '# ( 6 )
• Pressão de vapor, ℎ*, em Pa, é a pressão na qual coexistem as fases líquida e
vapor, em uma dada temperatura. Para pressões abaixo da pressão de vapor,
o líquido passa abruptamente para a fase vapor.
Para estudo de um fluido, além de conhecer suas propriedades, deve-se
compreender dois aspectos: sua natureza viscosa e sua compressibilidade. Um
fluido é viscoso quando suas forças viscosas são maiores que as forças de pressão
sobre o fluido. Através do cálculo do número de Reynolds (Re) pode-se estimar se
sua viscosidade é desprezível ou não. Para valores muito grandes de Re, o fluido
será não viscoso, para valores pequenos de Re, as forças viscosas serão
dominantes (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Ainda segundo Fox, McDonald e Pritchard (2006), a previsão do tipo de
escoamento é realizada pelo cálculo do número de Reynolds dado pela equação 7.
+� = #$, ' ( 7 )
Em que:
$,=velocidade média do fluido
=diâmetro da tubulação
O escoamento de um fluido viscoso pode ser considerado laminar, quando
suas partículas se movem em camadas lisas, ou turbulento, quando suas partículas
se misturam rapidamente. Um fluido escoando em tubos, dutos, bocais, válvulas e
36
acessórios é dito interno e pode ser laminar ou turbulento, conforme seu Re (FOX;
MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Já a compressibilidade do fluido é definida em função das variações em sua
massa específica. Quando há variação na massa específica, o fluido é denominado
compressível, e quando a massa específica é mantida constante, é dito
incompressível. Geralmente são tratados como compressíveis os gases e como
incompressíveis os líquidos (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Para o escoamento interno e incompressível, a transição para regime
turbulento se dá em Re≈2300. A turbulência ocorre quando as flutuações aleatórias
no escoamento do fluido não são contidas pela viscosidade. Desta forma, um fluido
de alta viscosidade é capaz de se manter laminar mesmo em altas vazões (FOX;
MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
De acordo com Fox, McDonald e Pritchard (2006), realizando-se o balanço de
massa para um fluido incompressível (sistema conservativo) escoando em um tubo,
obtém-se a vazão em volume-, em m3/s, como função da queda de pressão,
calculada pela equação 8.
- = .∆/ 0128'� ( 8 )
Em que:
∆/ = Variação de pressão
�= Comprimento da tubulação
Notamos também uma relação constante para a vazão relacionada com a
velocidade média, conforme equação 9, a equação da continuidade.
- = $,. = �4������� ( 9 )
Em que:
= área seção transversal do tubo
37
Realizando-se o balanço de energia para o mesmo sistema, conforme a 1ª lei
da termodinâmica (conservação de energia), podemos escrever a equação 10, mais
conhecida como teorema de Bernoulli (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
/# + $62 + &7 = �4������� ( 10 )
Em que:
/ = pressão
7= altura (relativa a uma referência)
De acordo com Fox, McDonald e Pritchard (2006), esta equação aplica-se a
sistemas que obedecem às seguintes restrições:
• Escoamento permanente.
• Escoamento sem atrito.
• Escoamento ao longo de uma linha corrente.
• Escoamento incompressível.
No entanto, para avaliar o escoamento incompressível em tubos, é necessário
considerar as perdas de energia que ocorrem no escoamento real, causadas pelo
atrito. Estas perdas se caracterizam por variações na pressão, denominadas perdas
de carga. Sendo assim, realizando-se o balanço energético entre dois pontos de
uma tubulação, obtém-se uma equação modificada do teorema de Bernoulli, a
equação 11(FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
8/9# + :9 $,962 + &79; − 8/6# + :6 $,66
2 + &76; = ℎ<= ( 11 )
Em que:
:=coeficiente de energia cinética (fator de correção)
Obtém-se o termoℎ<= representativo da perda de energia total por unidade de
massa, que ocorre pelo atrito entre duas seções de tubo. Esta equação expressa a
perda de energia mecânica (de pressão, cinética e/ou potencial) no tubo. Podemos
38
usar α=2,0 para escoamento laminar em tubos, e α=1,0 para escoamento turbulento,
na maioria dos casos (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
A equação 11 é usualmente dividida pela aceleração da gravidade g,
resultando na equação 12 (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
8 /9#& + :9 $,962& + 79; − 8/6#& + :6 $,66
2& + 76; = ℎ<=& = ><= ( 12 )
Obtendo-se a dimensão resultante de ><= = �, em metros.
A grandeza >, também pode significar altura de elevação quando o líquido
ganha energia a partir de uma bomba (MACINTYRE, 1997).
As equações 11 e 12 podem ser usadas para cálculo da diferença de pressão
entre dois pontos e a determinação da perda de carga (ℎ<=4?><=) será tratada a
seguir.
4.7.1 Perdas de carga
As perdas de carga totais são divididas em perdas maiores, causadas por atrito
em trechos do sistema de área constante, e perdas menores, causadas por atrito em
trechos do sistema de área variável, como válvulas e conexões(FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
A perda de carga total ℎ<= é a soma das perdas maiores ℎ< com as perdas
localizadas ℎ<A, conforme a equação 13 (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
ℎ<= = ℎ< + ℎ<A ( 13 )
A perda de carga também pode ser expressa pela perda de carga unitária (por
m de tubulação), ℎ<=/� sendo designada pela letra C (AZEVEDO NETTO, 1998).
Através da equação 11, considerando ℎ<A = 0 e :9 EFGH6 = :6 EFHH
6 , podemos obter
a equação 14para a perda de carga maior:
/9 − /6# = &I76 − 79) + ℎ< ( 14 )
39
Para um tubo horizontal,76 = 79, teremos a equação 15:
/9 − /6# = ∆/# = ℎ< ( 15 )
Pode-se dizer que a perda de carga se constitui da conversão de energia
mecânica em energia térmica e é independente da orientação do tubo (FOX;
MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
O cálculo para variação de pressão, dependerá do tipo de escoamento, laminar
ou turbulento (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Para escoamento laminar, Re<2300, a variação de pressão pode ser calculada
analiticamente, pela modificação da equação 8, a equação 16(FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
∆/ = 128'�-. 0 = 128'�$,I. 6/4). 0 = 32 � '$, ( 16 )
Substituindo a equação 16 na equação 15, obtém-se a equação 17.
ℎ< = 32 � '$,# = L64+�N � $, 62 ( 17 )
Para escoamento turbulento, Re≥2300, a variação de pressão não pode ser
calculada analiticamente, devendo-se correlacionar dados experimentais e análise
dimensional. Desta forma, Darcy e Weisbach chegaram à equação geral para perda
de carga, equação 18 (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
ℎ< = O � $, 62 ( 18 )
A equação 18 também pode ser escrita na forma de ><= pela equação 19.
>< = O � $, 62& ( 19 )
40
O fator de atrito O é calculado experimentalmente e pode ser lido na curva de
Moody, representada no ANEXO I, em função dos valores conhecidos de Re e
rugosidade relativa �/ . O valor da rugosidade relativa é função do diâmetro e do
tipo de material, do tubo (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
A rugosidade absoluta do material é a altura média das saliências da sua
superfície, geralmente fornecida pelos fabricantes.
Para o escoamento laminar, comparando-se as equações 17 e 18, conclui-se
que o fator de atrito depende apenas do número de Reynolds, e independe da
rugosidade, conforme representado na equação 20 (FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
O<�PQ��� = 64+� ( 20)
Para o escoamento turbulento, existem diversas fórmulas criadas a partir dos
dados experimentais para obtenção de O. A mais usual é a equação 21, de
Colebrook (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006.
1OR,T = −2,0 log L�/ 3,7 + 2,51+�OR,TN ( 21 )
As equações 20 e 21 estão representadas no diagrama de Moody citado
anteriormente. O diagrama apresenta uma solução mais rápida e prática, e deve ser
considerado com precisão de aproximadamente ±10%, suficiente para muitas
análises de engenharia (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Diversas outras fórmulas e diagramas podem ser utilizados, como o diagrama
de Hunter Rouse, fórmula de Blasius, White e Nikuradse, Miler e outros
(MACINTYRE, 1997).
As perdas de carga menores ou localizadas são, geralmente, calculadas de
duas formas. Através da equação geral 22, que utiliza o coeficiente de perda K
encontrado experimentalmente para cada situação, ou através do método de
comprimento equivalente de um tubo reto, �� que relaciona a perda de carga de uma
peça è perda de carga que haveria em certo comprimento de tubo, representada
pela equação 23 (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
41
ℎ<A = Z $, 62 ( 22 )
ℎ<A = O �� $, 62 ( 23 )
Os valores para K e Le são encontrados em diversas tabelas.
4.7.2 Máquinas de fluxo
A combinação de uma rede de tubulação e uma máquina de fluxo é definida
como um sistema de fluido. Para a especificação de uma máquina de fluxo em um
sistema real costuma-se selecionar produtos seriados já estabelecidos pelos
fabricantes a partir catálogos disponíveis. Quando os fluidos envolvidos são líquidos,
o equipamento é denominado bomba (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
A função da bomba no sistema é adicionar energia ao fluido na forma de
pressão, para manter o escoamento contra o atrito, de forma que a altura de carga
produzida pela bomba supere a perda de carga da tubulação (FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
Estes dispositivos geralmente consomem grande quantidade de energia e para
sua conservação, é muito importante que a escolha e dimensionamento do
equipamento sejam apropriados (FOUST et al., 1982).
Aplicando a lei de conservação de energia através da bomba, segundo Fox,
McDonald e Pritchard (2006), desconsiderando-se as variações de energia, obtemos
a equação 24 para a potência da bomba]̂_`P_�.
]̂_`P_� = �̂ ab/# + $, 62 + &7c
�!d��e�− b/# + $, 6
2 + &7c!fdçã`
g ( 24 )
Em que:
�̂=fluxo de massa
A partir da equação 24 podemos obter a altura de carga ∆ℎ_`P_�
(energia/massa) conforme a equação 25.
42
∆ℎ_`P_� = ]̂_`P_��̂ = b/# + $, 62 + &7c
�!d��e�− b/# + $, 6
2 + &7c!fdçã`
( 25 )
De forma geral, as velocidades e altura de entrada e saída da bomba tem
diferenças desprezíveis, portanto a equação 25 pode ser simplificada através da
equação 26.
∆ℎ_`P_� = ∆/_`P_�# ( 26 )
Sendo:
�̂ = #- ( 27 )
Pode-se calcular a potência fornecida ao fluido pela equação 28, e também a
eficiência pela equação 29.
]̂_`P_� = -∆/_`P_� ( 28 )
h = ]̂_`P_�]̂����� � ( 29 )
Sendo ]̂_`P_� a potência que chega ao fluido e ]̂����� � a potência de
alimentação da bomba.
Aplicando a equação de energia (equação 11) a um sistema de fluido contendo
uma bomba, podemos simplesmente incluir a altura de carga da bomba como uma
“perda de carga negativa”, conforme equação 30.
8/9# + :9 $,962 + &79; − 8/6# + :6 $,66
2 + &76; = ℎ<= − ∆ℎ_`P_� ( 30 )
43
4.8 Bombas
A maioria das bombas se enquadra em duas classes principais: bombas de
deslocamento positivo e bombas centrífugas (FOUST et al., 1982).
4.8.1 Bombas de deslocamento positivo
As bombas de deslocamento positivo deslocam uma quantidade fixa de fluido a
cada volta (ou golpe) do dispositivo. Podem ser divididas em bombas alternativas ou
bombas rotativas, como a da Figura 9 (FOUST et al., 1982).
Figura 9 - Bomba de deslocamento positivo rotativa de engrenagens.
Fonte: Perry e Green (1997).
Bombas alternativas: envolvem o movimento de vai e vem de um pistão, que a
cada golpe deslocam um volume fixo de líquido em função do volume varrido pelo
pistão no cilindro e do número de golpes por unidade de tempo. A eficiência destas
bombas é medida pela razão da descarga real e a descarga baseada no
deslocamento do pistão, quando bem ajustadas a eficiência volumétrica é de no
mínimo 95%. As bombas alternativas costumam ser aplicadas para bombeamento
de água de alimentação de caldeiras, de óleos e de lama (FOUST et al., 1982).
Bombas rotativas: o princípio de funcionamento das bombas de deslocamento
positivo rotativas baseia-se na pressão reduzida na entrada da bomba que
possibilita a admissão do líquido pelo efeito da pressão externa. O líquido fica retido
44
entre o rotor e a carcaça da bomba, sendo ejetado pela descarga. A vazão de
líquido depende do tamanho da bomba e da velocidade de rotação, sendo
praticamente constante comparada à vazão das bombas alternativas. São utilizadas
em líquidos de quaisquer viscosidades, especialmente nas altas, incluindo graxas,
melados e tintas. A bomba rotativa mais simples é a bomba de engrenagens. Outro
tipo de bomba rotativa é a bomba parafuso, com um ou mais parafusos que giram
axialmente. Uma variação da bomba parafuso é a bomba de cavidade caminhante,
constituída por um estator e um rotor que gira em torna do seu eixo e em movimento
circular. O rotor é na verdade um parafuso helicoidal e o estator possui um ressalto
helicoidal, proporcionando um escoamento contínuo, com velocidades baixas,
invariáveis e uniformes. É utilizada para bombear materiais muito viscosos, como
chocolate, graxas, massas de emboço, sorvetes, pirões e massas cerâmicas
(FOUST et al., 1982).
4.8.2 Bombas centrífugas
As bombas centrifugas são bastante simples, de aquisição e manutenção
baratas, e com grande flexibilidade de aplicação. É constituída basicamente por um
rotor que gira no interior de uma carcaça. O fluido entra na bomba próximo ao eixo
do rotor, sendo lançado para a periferia pela ação da força centrífuga. A energia
cinética do fluido aumenta no sentido do eixo para a ponta das palhetas propulsoras,
sendo convertida em pressão quando o fluido sai do impulsor e entra na voluta ou
difusor (FOUST et al., 1982).
A eficiência deste tipo de bomba, no entanto, é bastante reduzida para
trabalhos com líquidos viscosos (THE DURIRON COMPANY, 1980).
A geometria do percurso pode classificar o fluxo como radial, trajetória do fluido
essencialmente radial, com mudanças significativas no raio, ou como axial, trajetória
do fluido aproximadamente paralela à linha do centro da máquina, pouca variação
no raio de percurso. O raio da trajetória também pode variar moderadamente, em
máquinas de fluxo misto (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
O rotor é o coração da bomba e pode ser aberto, fechado ou semiaberto
(FOUST et al., 1982).
A carcaça da bomba tem a função de converter a energia cinética em pressão,
além de conter o fluido e oferecer a entrada e saída da bomba, podem ser do tipo
45
voluta (espiral) ou difusor. A Figura10 (a) ilustra uma carcaça voluta na qual o canal
possui uma área crescente que provoca diminuição gradual da velocidade do fluido
com pouca turbulência. Na Figura 10 (b) podemos ver a carcaça com difusor, que
possui aletas estacionarias, formando uma área crescente desde o rotor até a
carcaça com o mesmo objetivo da carcaça voluta. A carcaça com difusor é mais
utilizada para bombas de alta pressão e multiestágios e para rotores de escoamento
misto (FOUST et al., 1982).
Fonte: adaptado de Foust et al. (1982).
Outro componente da bomba é o selo em torno do eixo feito de um material
compactado, moderadamente mole, não-abrasivo, na forma de anéis, em uma
câmara anular por onde o eixo sai do corpo da bomba. Recentemente
desenvolveram-se os selos mecânicos, compostos por duas superfícies não-
abrasivas e não-aderentes, torneadas, lisas e ajustadas (FOUST et al., 1982).
A bomba centrífuga pode ser composta de um só rotor, sendo de um só
estágio, ou de múltiplos estágios (FOUST et al., 1982). O aumento de pressão
obtido com um único estágio é limitado, enquanto em estágios combinados, o
aumento de pressão é virtualmente sem limite (FOX; MCDONALD; PRITCHARD,
2006).
Figura 10 - (a) Carcaça de bomba centrífuga com voluta. (b) Carcaça de bomba centrífuga com difusor.
46
As características operacionais da bomba são descritas através de curvas que
relacionam sua pressão de descarga (carga da bomba), altura manométrica (H),
capacidade (Q), eficiência (n) e potência (P) para uma velocidade específica de
rotação. Para uma bomba cuja curva característica seja a da Figura 11 a eficiência
máxima ocorreria na capacidade 2.500gal/min com carga total de 80 ft. (FOUST et
al., 1982).
Fonte: Foust et al. (1982).
Uma bomba que pode ser operada em diferentes velocidades de rotação apresentará
uma curva do tipo da Figura 12. Quanto maior a velocidade de rotação, maior a capacidade
para uma mesma pressão de descarga e maior a potência necessária (FOUST et al., 1982).
Figura 11 - Curvas características de uma bomba centrífuga.
47
Fonte: Foust et al. (1982).
4.8.3 Análise de bombas
Segundo Fox, McDonald e Pritchard (2006), a potência hidráulica para uma
bomba é dada pela taxa de energia mecânica efetivamente cedida ao fluido,
equação 31.
]̂i = #-&>� ( 31 )
Sendo o aumento de carga, >�, representado pela equação 32.
>� = b /#& + $, 62& 5 7c
�!d��e�� b /
#& 5 $, 62& 5 7c
!fdçã` ( 32 )
A razão entre a potência mecânica da bomba e a potência hidráulica definirá a
eficiência da bomba conforme a equação 33.
Figura 12 - Curva de uma bomba centrífuga operando em diferentes velocidades derotação.
48
� = ]̂i]̂P
= #-&>�j� ( 33 )
Em geral, para bombas grandes, a eficiência fica em torno de 85%, para
bombas pequenas, em torno de 60%, e em bombas médias 75%. A potência N pode
ser então ser descrita pela equação 34 (MACINTYRE, 1997).
k = %->�75h ( 34 )
4.8.3.1 Altura manométrica do sistema
Para transportar o fluido de um ponto a outro em uma tubulação uma certa
quantidade de energia é requerida, denominada altura manométrica (system head).
Para simplificar os cálculos, a altura manométrica do sistema pode ser dividida em
altura manométrica de sucção (total suction head) e altura manométrica de recalque
(total discharge head). Ambos, por sua vez, podem ser subdivididos em 3 partes:
altura estática (static head), pressão superficial (surface pressure) e perda de carga
(friction head) (THE DURIRON COMPANY, 1980).
A componente da altura estática da altura manométrica de sucção é definida
como a diferença entre a altura da superfície livre do reservatório de captação e a
altura da linha de centro da bomba. Se a superfície do líquido estiver abaixo da linha
de centro da bomba, a altura estática de sucção será negativa (THE DURIRON
COMPANY, 1980).
A componente da altura estática da altura manométrica de recalque é definida
como a diferença entre a altura onde o líquido é abandonado pelo tubo de recalque
e a linha de centro da bomba (THE DURIRON COMPANY, 1980).
A componente da pressão superficial corresponde à pressão na superfície do
reservatório, na sucção ou recalque e pode ser expressa em pressão relativa ou
absoluta, e convertida em unidades de coluna de líquido (THE DURIRON
COMPANY, 1980).
A componente da perda de carga representa a energia perdida através do atrito
e turbulência na tubulação de sucção e/ou recalque da bomba (THE DURIRON
COMPANY, 1980).
49
As componentes das alturas manométricas estão representadas pelas
equações 35 e 36 (THE DURIRON COMPANY, 1980).
ℎ! = ℎ!! 5 ℎ�! � ℎl! ( 35 )
Em que:
ℎ!= altura manométrica de sucção
ℎ!!= altura estática de sucção
ℎ�!= pressão superficial de sucção
ℎl!= perda de carga na sucção
ℎ = ℎ! 5 ℎ� 5 ℎl ( 36 )
Em que:
ℎ = altura manométrica de recalque
ℎ! = altura estática de recalque
ℎ� = pressão superficial de recalque
ℎl = perda de carga no recalque
Todas as parcelas componentes das alturas manométricas devem ser
convertidas em altura de líquido (THE DURIRON COMPANY, 1980).
A altura manométrica do sistema pode então ser obtida pela equação 37.
> = ℎ � ℎ! ( 37 )
4.8.3.2 Velocidades nas linhas de recalque e sucção
As velocidades de escoamento do fluido nas linhas de sucção e recalque da
bomba devem ser relativamente reduzidas, de forma a minimizar as perdas de
carga. Estas velocidades são escolhidas baseadas na experiência, em critérios
econômicos e na viscosidade do fluido (MACINTYRE, 1997).
50
Os valores para as velocidades econômicas são encontrados em diversas
tabelas.
4.8.3.3 Cavitação
O fenômeno da cavitação ocorre quando uma bomba centrífuga opera com alta
capacidade, gerando uma pressão menor que a pressão de vapor do líquido,
ocorrendo vaporização em alguns pontos e a formação de bolhas que deslocam-se
e desaparecem. O colapso destas bolhas causa desgaste no rotor, provoca ruídos e
vibração. Para reduzir ou eliminar a cavitação é necessário reduzir a velocidade da
bomba (FOUST et al., 1982).
A cavitação tende a ocorrer na seção onde o escoamento é acelerado para
dentro do rotor, diminuindo a eficiência da bomba. Os danos causados pela
implosão da bolha vão desde perfurações e vazamentos, ou desgastes superficiais
por erosão, até danos graves a ponto de destruir o equipamento (FOX; MCDONALD;
PRITCHARD, 2006).
4.8.3.4 NPSH
A altura de sucção positiva líquida (NPSH, Net Positive Suction Head) é a
diferença entre a pressão absoluta de estagnação na sucção da bomba e a pressão
de vapor do liquido, expressa em altura de líquido em escoamento. O NPSH
requerido (NPSHR) pela bomba para evitar a cavitação é função do líquido
bombeado, temperatura e condição da bomba. O NPSH requerido para uma dada
bomba pode ser determinado experimentalmente, para diferentes rotores, e os
resultados são traçados obtendo-se as curvas características da bomba. As curvas
de NPSHA e NPSHR versus vazão irão se cruzar em um dado ponto. (FOX;
MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
Para não haver cavitação, o NPSH disponível na entrada da bomba (NPSHA)
deve ser maior que o NPSH requerido. O aumento na vazão gera queda de pressão
na entrada da bomba, diminuindo o NPSHA e aumentando o NPSHR. Para
minimizar as perdas de pressão pode-se aumentar o diâmetro do tubo na entrada na
bomba (FOX; MCDONALD; PRITCHARD, 2006).
51
Segundo Macintyre (1997), outra forma de caracterizar o NPSHA é como a
energia disponível no líquido ao entrar na bomba que fará com que este atinja a pá
do rotor.
O cálculo do NPSHA pode ser realizado com a equação 38 (THE DURIRON
COMPANY, 1980).
kmn> = ℎ!� � ℎ*� ( 38 )
Em que:
ℎ*�= pressão de vapor do líquido na sucção da bomba
ℎ!�= altura manométrica de sucção absoluta
As duas grandezas desta soma devem ser medidas de pressão absoluta
(pressão relativa + pressão atmosférica) em coluna de líquido (THE DURIRON
COMPANY, 1980).
4.9 Tubulação
Um conjunto de tubos e seus diversos acessórios é denominado “tubulação”. O
uso da tubulação é, geralmente, decorrente da distância existente entre os pontos
de geração, armazenamento e utilização de um fluido (SILVA TELLES, 1976).
É importante atentar para o meio de contenção de escoamento de um fluido em
um sistema, pois seu valor representa 50 a 70% do valor de todos os equipamentos
de uma indústria, e 15 a 20% do custo total da instalação. Os tubos podem ser
fabricados de qualquer material desde que atenda às propriedades do fluido como
pressão e corrosão. Os materiais mais comuns na indústria são ferro, aço, cobre,
latão ou bronze (SILVA TELLES, 1976; FOUST et al., 1982).
O material de uma tubulação é escolhido de acordo com a aplicação em função
de parâmetros como pressão e temperatura do fluido, do custo, do grau de
segurança necessário, entre outros (SILVA TELLES, 1976).
Os tubos de aço carbono são os mais utilizados na indústria devido suas
excelentes qualidades mecânicas, facilidade de solda e de conformação. No caso de
52
necessidades especiais que impeçam seu uso, outro material deve ser selecionado
(SILVA TELLES, 1976).
Em alguns casos, justifica-se o uso de aços especiais: os aços-liga e aços
inoxidáveis. Sendo aços-liga aqueles que possuem outros elementos além dos
comuns na composição do aço carbono e aços inoxidáveis os que contêm pelo
menos 12% de cromo, que lhe confere a propriedade de não enferrujar tão
facilmente (SILVA TELLES, 1976).
Segundo Silva Telles (1976) os aços especiais são utilizados nos seguintes
casos:
• Altas temperaturas – Para grandes resistências mecânicas, à fluência ou à
corrosão.
• Baixas temperaturas – Temperaturas inferiores a -40°C, em que o aço
carbono se torna quebradiço.
• Alta corrosão – Com fluidos corrosivos.
• Necessidade de não contaminação – Por exemplo, para fluidos alimentícios
e farmacêuticos.
• Segurança – Fluidos perigosos (muito quentes, inflamáveis, tóxicos,
explosivos etc.) para evitar vazamentos e acidentes.
Os tubos possuem diversos diâmetros e espessuras de parede, sendo
padronizados. A padronização é estabelecida pela American National Standards
Institute (ANSI), que caracteriza os tubos pelo seu diâmetro nominal. Este diâmetro
não é o diâmetro interno nem o externo, porém é aproximadamente o diâmetro
interno e independente da espessura da parede, tubos de mesmo diâmetro nominal
tem mesmo diâmetro externo, para facilitar a troca de acessórios (FOUST et al.,
1982).
A espessura das paredes dos tubos é definida de acordo com números de
série, conforme norma ANSI.B.36.10 (SILVA TELLES, 1976).
A referida norma padronizou as séries 10, 20, 30, 40, 60, 80, 100, 120, 140 e
160 (SILVA TELLES, 1976).
O comprimento dos tubos geralmente varia entre 6 e 10 m. Além disso, podem
ser fabricados com extremidades lisas, chanfradas (para solda de topo) ou
rosqueadas, que são usadas não só para conectar tubos entre si, mas também a
válvulas, acessórios e equipamentos (SILVA TELLES, 1976).
53
Para tubos de grande diâmetro é usual a união realizada com flanges ou
empregar conexões soldadas, preferíveis às roscadas (FOUST et. al. 1982).
A solda de topo é a forma mais utilizada para ligações em tubulações (SILVA
TELLES, 1976).
4.9.1 Acessórios de tubulação
Conforme Foust et al. (1982) os acessórios podem ter as seguintes funções:
• Ligar duas seções de tubos. Ex: luvas, uniões.
• Modificar a direção da linha de tubos. Ex: joelhos, tês.
• Modificar o diâmetro da linha. Ex: reduções, buchas.
• Interromper a linha. Ex: tampões, válvulas.
• Reunir duas correntes para formar três. Ex: peças em Y.
• Controlar vazões. Ex: válvulas.
Alguns acessórios podem ser vistos nas Figuras 13 e 14.
Figura 13- Acessórios rosqueados.
Fonte: adaptado de Foust et al. (1982).
54
Figura 14 - Acessórios flangeados.
Fonte: adaptado de Foust et al. (1982).
4.9.2 Válvulas
As válvulas são dispositivos que estabelecem, controlam e interrompem o fluxo
em uma tubulação. Os tipos mais importantes de válvulas são (SILVA TELLES,
1976):
• Válvulas de Bloqueio (estabelecem ou interrompem o fluxo, funcionando
completamente abertas ou completamente fechadas)
- Válvula de gaveta
- Válvula macho
- Válvula esfera
- Válvula de comporta
• Válvula de Regulagem (controlam o fluxo, trabalhando em qualquer posição de
fechamento parcial)
- Válvula globo
- Válvula agulha
- Válvula de controle
- Válvula borboleta
- Válvula de diafragma
• Válvulas que permitem o fluxo em um só sentido
- Válvula de retenção
55
- Válvula de retenção e fechamento
- Válvula de pé
• Válvulas que controlam a pressão de montante
- Válvula de segurança e alívio
- Válvula de contrapressão
• Válvulas que controlam a pressão a jusante
- Válvula redutora e reguladora de pressão
4.9.3 Aquecimento das tubulações
Para manter a temperatura inicial do fluido e compensar as perdas de calor que
se dão ao longo dos tubos, pode-se utilizar um sistema de aquecimento, geralmente
aplicados para: líquidos de alta viscosidade, exigências de serviço ou liquefazer
depósitos sólidos (SILVA TELLES, 1976).
O aquecimento pode ser realizado por tubos de aquecimento externos ou
internos contendo vapor, camisa externa contendo fluido de aquecimento, através de
fios elétricos longitudinalmente ou em espiral por fora do tubo. Para todos os
sistemas de aquecimento é necessário o emprego de isolamento térmico que podem
evitar cerca de 90% das trocas de calor (SILVA TELLES, 1976).
4.10 Armazenamento de líquidos
Tanques de armazenamento são equipamentos de caldeiraria pesada, sujeitos
à pressão atmosférica destinados ao armazenamento de líquidos. Geralmente
possuem forma de um cilindro vertical com fundo plano ao nível do solo (BARROS,
1998; PERRY; GREEN, 1997).
Os tanques podem ser construídos de diversas formas, tamanhos e materiais
(BARROS, 1998).
Segundo Barros (1998), os tanques podem ser classificados de acordo com o
tipo de teto, conforme segue:
Tanques de teto fixo: possuem o teto diretamente ligado ao tanque, podendo
ser suportado pela periferia do costado, sendo denominado teto auportante, ou
possuir estruturas internas para realizar a suportação, sendo denominado teto
suportado. Ainda conforme a geometria, o teto pode ser: na forma de um cone reto,
56
teto cônico; na forma de uma calota esférica, teto curvo; ou uma variação do teto
curvo em que qualquer seção horizontal forma um polígono regular com número de
lados igual ao número de chapas utilizadas, teto em gomos.
Tanques de teto flutuante: possuem um teto apoiado diretamente na superfície
do líquido armazenado, acompanhando seu movimento. Podem ser classificados
em: teto flutuante simples, o teto é uma estrutura metálica, o que acarreta maior
perda por evaporação; teto flutuante com flutuador, possui um disco central e um
flutuador, apresenta menos perda que o simples; teto flutuante duplo, possui dois
lençóis de chapas ligados internamente por uma estrutura metálica, é o de menor
perda entre os tetos flutuantes.
Existem ainda outros tipos de tanques, como o Tanque de Teto Móvel e o
Tanque com Diafragma Flexível, geralmente utilizados para sistemas de
recuperação de voláteis, porém já caíram em desuso.
Os tanques de armazenamento podem ser construídos de qualquer material
estrutural, o aço e o concreto são os materiais mais utilizados. Para tanques com
capacidade superior a 230m3 são utilizados plásticos ou plásticos reforçados com
vidro, que são mais resistentes à corrosão, mais leves, e mais baratos. Outra
possibilidade é o revestimento do aço com plástico ou vidro, e até mesmo o uso de
Alumínio e materiais não ferrosos (PERRY; GREEN, 1997).
A seleção do material para equipamentos de armazenamento de produtos
alimentícios tem grande impacto sobre a segurança e sanitização. O aço inox 304 ou
316 são os mais utilizados, altamente resistentes à corrosão e altas temperaturas
(IMHOLT; TAUSCHER, 1999).
Alguns tanques podem exigir isolamento térmico para reduzir a perda da
temperatura ou o inverso, reduzir a absorção da temperatura do ambiente (PERRY;
GREEN, 1997).
Grandes tanques podem ser construídos sobre bases de areia, cascalho ou
brita de aproximadamente 150cm que visam drenar o líquido no caso de
vazamentos, desde que o solo tenha resistência suficiente para suportar a pressão
de apoio da carga e do tanque (PERRY; GREEN, 1997).
Para tanques muito pesados é necessário um anel de fundação. Tanques
elevados de aço devem ser apoiados sobre um anel de colunas de aço ou sobre um
grande tubo central, também de aço. Já tanques de concreto, geralmente, são
sustentados por uma base de concreto (PERRY; GREEN, 1997).
57
4.11 Agitação
Segundo Foust et al, (1982), a agitação ou mistura, pode ser aplicada com as
seguintes finalidades:
• Dispersão de um soluto em um solvente.
• Mistura de dois líquidos miscíveis
• Produção de suspensão de um sólido finamente dividido num liquido.
• Misturação dos reagentes num reator químico.
• Agitação de um líquido homogêneo para melhorar a transferência de calor
para o liquido.
Ainda segundo Foust et al. (1982), a maioria das aplicações de processos de
agitação deve estar baseada em experiências anteriores da indústria ou em ensaios
realizados no próprio sistema.
O equipamento de agitação pode assumir várias formas, como por exemplo:
rotor de fluxo axial, turbina de lâminas planas, turbina de uso vertical, rotor em forma
de âncora, rotor helicoidal. O rotor com forma de âncora é utilizado para fluidos
viscosos onde se deseja baixa turbulência, sendo eficiente para sistemas de vasos
com aquecimento efetuado por encamisamento apropriado (FOUST et al., 1982).
58
5 METODOLOGIA
Este trabalho é de natureza aplicada e de abordagem quantitativa, no qual
conceitos da engenharia foram utilizados para dimensionamento de equipamentos
envolvendo operações unitárias.
O método de pesquisa empregado baseia-se nas etapas de pesquisa ação,
descrita por Silva e Menezes (2005), como aquela realizada em estreita associação
com uma ação ou resolução de um problema coletivo. E busca fornecer as
perspectivas de um projeto industrial.
Os critérios de pesquisa e ação adotados foram iniciados com uma pesquisa
bibliográfica sobre o xarope de alta maltose e as operações unitárias envolvidas
para seleção e dimensionamento dos equipamentos e materiais que irão compor o
sistema. Para avaliação do processo foi necessária a elaboração e análise de
fluxogramas e o levantamento de parâmetros. Por último foi realizada a análise dos
resultados e conclusões.
Os cálculos utilizados no sistema foram desenvolvidos a partir dos seguintes
parâmetros de processo/operação:
• Capacidade de produção do canal de HMS;
• Média de carregamentos;
• Tempo médio de carregamento;
• Capacidade média dos caminhões;
• Capacidade desejada de armazenamento;
• Propriedades físicas do HMS;
• Propriedades físicas da água.
5.1 Etapas do projeto
A primeira etapa do desenvolvimento deste trabalho consistiu em estabelecer
as premissas do projeto para, em seguida, iniciar a etapa de engenharia básica com
a elaboração e análise do fluxograma de processo ou PFD (do inglês Process Flow
Diagram), baseado nas necessidades do que está sendo proposto. O fluxograma
deste trabalho foi desenvolvido no software Visio®. Através deste desenho tem-se
59
uma ideia completa de toda a rede de tubulações, interligações entre os
equipamentos e fluidos que estão sendo transportados.
As premissas estabelecidas para o sistema de uma forma geral foram:
� A capacidade de produção de HMS a ser atendida pelo sistema proposto é
de 500 t/dia, o equivalente a aproximadamente 14,67 m3/h.
� O número médio de carregamento de caminhões de HMS é de 10
caminhões/dia, sendo cada caminhão com capacidade de 30 t. Portanto a
média de carregamentos a ser atendida pelo sistema é de 300 t/dia.
� As 200 t/dia restantes de HMS serão destinadas ao armazenamento. O
sistema de armazenamento deve ser capaz de armazenar o equivalente a
14 dias de produção.
A partir do fluxograma de processo foi possível levantar os equipamentos e
tubulações que irão compor o sistema, bem como identificar os parâmetros
necessários para dimensioná-los e fixar a especificação básica dos materiais a
serem adquiridos, realizados na etapa seguinte.
Como parâmetros foram adotadas algumas propriedades do HMS e da água,
representadas nas tabelas 7 e 8, respectivamente:
Tabela 7 - Propriedades do HMS.
Propriedade Temperatura
100 °F 140 °F DE 42
Concentração (°Bé) 43 %DS 80,3
ρ (g/cm3) 1,42 cp (BTU/lb.°F) 0,559 0,576
hv (mca) 0,59 1,57 μ (cp) 1,5 . 104 1,8 . 103
Fonte: elaborada pelo autor a partir de dados do processo.
Tabela 8 - Propriedades da água.
Propriedade Temperatura
25°C 90°C ρ (g/cm3) 1,00
cp (BTU/lb.°F) 1 hv (mca) 0,32 7,15 μ (cp) 1,147 0,205
Fonte: Perry e Green (1997).
60
Com as especificações e dimensionamentos em mãos, foram elaboradas as
folhas de dados, que devem ser utilizadas para solicitação de cotações e aquisição o
quanto antes, devido os prazos de entrega serem geralmente longos.
A partir de então, outras etapas do projeto podem ser desenvolvidas, como
elaborar o fluxograma de engenharia, que contém informações mais detalhadas que
o fluxograma de processo e desenhar os isométricos da tubulação, para estimar as
quantidades e fazer as listas definitivas de materiais, porém estas etapas não estão
contempladas neste trabalho.
De maneira geral, a sequência das etapas para um projeto segue esta
orientação, podendo haver a necessidade de informações adicionais, desenhos
feitos pela equipe de projeto mecânico, estudos de flexibilidade entre outros.
Geralmente há a sobreposição de algumas etapas de forma a alinhar as
informações e agilizar o projeto final.
5.2 Identificação das tubulações e equipamentos
Em todos os projetos industriais, costuma-se adotar um sistema para
identificação das tubulações, equipamentos e instrumentos de forma a individualizar
os seus elementos.
Os equipamentos deste projeto foram identificados através de códigos “TAGs”
composto por: nome da área, tipo de equipamento e número sequencial.
Já as TAGs das tubulações foram identificadas com: diâmetro, tipo de fluido,
tipo de material da tubulação, área e numeração sequencial da linha.
Para as identificações deste trabalho foram adotados os códigos apresentados
na Tabela 9.
61
Tabela 9 – Códigos para identificação das TAGs. Código Descrição
70 Refinaria de HMS 80 Torres de Resfriamento 90 Área de produto acabado TR Torre de resfriamento BA Bomba centrífuga BB Bomba de deslocamento positivo TQ Tanque AC Aço Carbono AI Aço Inox
HMS Xarope de Alta Maltose AG Água
Fonte: elaborada pelo autor
5.3 Dimensionamento dos Tanques
Os volumes dos tanques do sistema foram calculados isolando-se V na
equação 4: �V = Pp ".
Para simplificar os cálculos, os tanques foram considerados como cilindros
perfeitos cujo volume, em função das dimensões pode ser calculado através da
fórmula $ = .�6ℎ, retirada de Perry e Green (1997).
As dimensões foram definidas de acordo com o espaço disponível para
instalação do novo sistema e em experiências anteriores.
As premissas adotadas para dimensionamento dos tanques estão
representadas na Tabela 10.
Tabela 10 - Premissas para dimensionamento dos tanques
Tanque (sistema) Premissa
Carregamento O sistema de carregamento deverá ter capacidade mínima de 300 t/dia.
Armazenamento O sistema de armazenamento deverá atender a 14 dias de produção com uma média de 200 t/dia de xarope excedente.
Condicionamento
O sistema de condicionamento deverá atender tanto ao armazenamento quanto ao carregamento. Desta forma,
deverá ter capacidade para resfriar no mínimo 200 t/dia de xarope e/ou aquecer no mínimo 300 t/dia.
Fonte: elaborada pelo autor
62
5.4 Dimensionamento das bombas
As vazões das bombas foram definidas de acordo com as vazões desejadas
para cada sistema em particular, conforme as premissas da Tabela 11.
Tabela 11 - Premissas para dimensionamento das bombas.
Bomba (sistema) Premissa
Tanque de carregamento A bomba deverá carregar um caminhão em 30 30 min, o equivalente a 60 t/h.
Tanque de condicionamento - 1 A bomba deverá atender à vazão do sistema de carregamento.
Tanque de condicionamento - 2 A vazão foi calculada em função do diâmetro definido para a tubulação.
Tanque de armazenamento A bomba deverá encher o tanque de
condicionamento para uma batelada em 30 minutos.
Torre de resfriamento A bomba deverá suprir a necessidade de água da serpentina para resfriamento do xarope, para uma
batelada em 45 minutos.
Tanque de água quente A bomba deverá suprir a necessidade de água da serpentina para aquecimento do xarope, para uma
batelada em 30 minutos. Fonte: elaborada pelo autor
5.4.1 Dimensionamento das tubulações
Para determinação dos diâmetros das tubulações, as linhas foram separadas
em trechos conforme descrito na lista de tubulações elaborada no item 6.2.
Para as tubulações de recalque das bombas, os diâmetros foram calculados
isolando-se D na equação 9 b = q0.rs.EFc.
As vazões adotadas para os cálculos dos diâmetros foram as correspondentes
às respectivas bombas, calculadas no item 6.4. As velocidades de escoamento
adotadas foram as velocidades econômicas recomendadas pela Crane Co. (1982),
sendo:
• 0,6m/s para o HMS;
• 2,5 m/s para a água.
Para a respectiva sucção de cada bomba foi adotado um diâmetro maior que
do recalque, como prática de engenharia para minimizar as perdas de carga.
Para os demais trechos de tubulação, foram feitas considerações pertinentes.
63
5.4.2 Determinação das perdas de carga
Como parte dos cálculos para dimensionamento das bombas, as perdas de
carga nas tubulações foram determinadas apenas para os trechos onde haverá
bombeamento de equipamentos novos, sabendo que a perda de carga total é a
soma das perdas maiores com as perdas localizadas.
Foi utilizada a equação 19 de Darcy e Weisbach para cálculo das perdas
maiores e o método dos comprimentos equivalentes para as perdas localizadas,
através da equação 23.
Os comprimentos equivalentes adotados foram conforme dados da Crane Co.
(1982), apresentados na Tabela 12.
Tabela 12 - Comprimentos equivalentes.
Acidentes L/D Curva 90 Std 30 Curva 90 RL 20 Curva 45 Std 16
Curva 180 50 "T" Ramal 60 "T" Direto 20
Válvula Gaveta 13 Válvula Esfera 3
Válvula Borboleta 40 Válvula Globo 340
Válvula Angular 150 Válv. Retenção Portinhola 135
Fonte: Crane Co (1982).
Para determinação das perdas de carga, foram necessários os dados de
velocidade, número de Reynolds e fator de atrito. Para o cálculo da velocidade, foi
isolado V na equação 9 �$ = 0.rs.tH". Para cálculo do número de Reynolds, foi utilizada
a equação 7.
Para cálculo do fator de atrito foi utilizada a equação 20, para escoamento
laminar, O<�PQ��� = u0v�, e o Diagrama de Moody para escoamento turbulento.
O valor para rugosidade absoluta considerado para aço inox e aço carbono foi
e = 0,0457mm, segundo Perry e Green (1997).
64
Todas as linhas de sucção foram consideradas contendo apenas 1 (um) metro
de trecho reto e 1 (uma) válvula borboleta. Já para as linhas de recalque o
comprimento do trecho reto de tubulação e os acessórios considerados estão
representados na Tabela 13.
Tabela 13 - Dados referente às tubulações de recalque das bombas do projeto.
Referência Comprimento trecho
reto (m) Acessórios
Tipo Qtde.
Bomba do tanque de água quente
105,0
Válvula borboleta 4 Válvula de retenção 1
Curva 90° 8 Te 1
Bomba da torre de resfriamento 106,0
Válvula borboleta 4 Válvula de retenção 1
Curva 90° 6 Te 1
Bomba 1 do tanque de condicionamento 42,5
Válvula borboleta 2 Válvula de retenção 1
Curva 90° 6 Curva 45° 1
Bomba 2 do tanque de condicionamento 17,5m
Válvula borboleta 2 Válvula de retenção 1
Curva 90° 4 Curva 45° 2
Bomba do tanque de armazenamento
17,0m
Válvula borboleta 2 Válvula de retenção 1
Curva 90° 5 Curva 45° 1
Bomba do tanque de carregamento
28,0m Válvula borboleta 1
Válvula de retenção 1 Curva 90° 3
Fonte: elaborada pelo autor
5.4.3 Determinação das alturas manométricas e NPSHA
Para determinação das alturas manométricas, de sucção e de recalque foram
utilizadas as equações 35 e 36.
Ambas, ℎ e ℎx, foram expressas em termos de pressão absoluta e
considerando que todos os reservatórios estão submetidos à pressão atmosférica,
65
ou seja, ℎ� = 10,33 mca. Como critério para altura estática de sucção, foi
considerado, em todos os casos, aproximadamente 10% do volume do tanque
preenchido.
Cada bomba com sua respectiva tubulação de sucção e recalque foi
considerada como um “sistema”, sendo:
• Sistema 1: bomba do tanque de água quente + tubulação
• Sistema 2: bomba da torre de resfriamento + tubulação
• Sistema 3: bomba 1 do tanque de condicionamento + tubulação
• Sistema 4: bomba 2 do tanque de condicionamento + tubulação
• Sistema 5: bomba do tanque de armazenamento + tubulação
• Sistema 6: bomba do tanque de carregamento + tubulação
Para a altura manométrica do sistema foi utilizada a equação 37.
Como último critério para elaboração das folhas de dados das bombas, foi
calculado o NPSH disponível, conforme equação 43.
66
6 RESULTADOS E DISCUSSÕES
6.1 Fluxograma
O esquema proposto pelo projeto, conforme as premissas estabelecidas, está
representado pelo fluxograma no APÊNDICE A.
6.2 Levantamento dos equipamentos e tubulações
A partir do fluxograma do APÊNDICE A, foram elaboradas a lista de
equipamentos e a lista de tubulações representadas nos APÊNDICES B e C,
respectivamente.
Neste ponto já foram pré-selecionadas as bombas, centrífuga para
bombeamento de água e de deslocamento positivo para o HMS, conforme a
viscosidade dos materiais. E também os materiais das tubulações, Aço Inox para
tubulações de transporte de HMS e Aço Carbono para as tubulações de água.
Foi empregado aqui materiais especiais para o uso em produtos alimentícios,
devido a necessidade de se evitar qualquer tipo de contaminação.
6.3 Dados obtidos para os tanques
As capacidades definidas, os volumes calculados e as dimensões
estabelecidas para os tanques estão representados na Tabela 14.
Tabela 14 – Dados definidos para os tanques do projeto.
Tanque Capacidade
(t) Volume
(m³) Dimensões
TAG D (m) h (m) Carregamento 500 352,11 8,0 7,0 90-TQ-014
Armazenamento 2800 1971,83 12,0 17,5 90-TQ-013 Condicionamento 50 35,21 3,0 5,0 90-TQ-012
Fonte: elaborada pelo autor
Para o tanque de condicionamento, a capacidade definida foi bastante
reduzida, devido este tanques ser utilizado apenas como um intermediário entre o
armazenamento e o carregamento, sendo utilizado para a realização de diversas
bateladas. Para o tanque de armazenamento a capacidade foi definida com base em
67
14 dias de produção, e para o tanque de carregamento a capacidade teve uma
grande margem de segurança de forma a garantir o carregamento ininterrupto de
caminhões.
6.4 Dados obtidos para as bombas
As vazões definidas para cada bomba estão representadas na Tabela 15.
Tabela 15 - Dados definidos para as bombas do projeto.
Bomba Q (m³/h) TAG Tanque de carregamento 42,25 90-BB-019
Tanque de condicionamento - 1 42,25 90-BB-016 Tanque de condicionamento - 2 18 90-BB-017
Tanque de armazenamento 70,42 90-BB-018 Torre de resfriamento 65,2 80-BA-008
Tanque de água quente 63,7 90-BA-015 Fonte: elaborada pelo autor
As vazões foram bem variadas, uma vez que cada uma atenderá uma
necessidade específica dentro do sistema.
6.5 Dados obtidos para as tubulações
Os diâmetros calculados e definidos para as tubulações estão representados
na Tabela 16.
Os maiores valores para os diâmetros das tubulações foram para condução de
HMS a partir do tanque de armazenamento devido à alta vazão requerida e a
velocidade para este fluido ser bastante reduzida, porém, de forma geral, os
diâmetros de tubulação foram bastante semelhantes.
68
Tabela 16 - Dados definidos para as tubulações do projeto.
Trecho Q (m³/h) D (") TAG Envio de HMS para novo sistema de
carregamento 14,67 4 4”-HMS-AI-70-374
Entrada do tanque de condicionamento (evaporador)
- 4 4”-HMS-AI-90-113
Entrada do tanque de carregamento (evaporador)
- 4 4”-HMS-AI-90-114
Recalque da bomba da torre de resfriamento 65,2 4 4”-AG-AC-80-046 Sucção da bomba da torre de resfriamento - 6 6”-AG-AC-80-045
Retorno para torre de resfriamento (serpentina) - 4 4”-AG-AC-90-115 Recalque da bomba do tanque de água quente 63,7 4 4”-AG-AC-90-117 Sucção da bomba do tanque de água quente - 6 6”-AG-AC-90-116
Retorno para tanque da água quente (serpentina)
- 4 4”-AG-AC-90-118
Saída da serpentina do tanque de condicionamento
- 4 4”-AG-AC-90-119
Recalque da bomba 1 do tanque de condicionamento
42,25 6 6”-HMS-AI-90-121
Sucção da bomba 1 do tanque de condicionamento
- 8 8”-HMS-AI-90-120
Recalque da bomba 2 do tanque de condicionamento
- 4 4”-HMS-AI-90-123
Sucção da bomba 2 do tanque de condicionamento
- 6 6”-HMS-AI-90-122
Recalque da bomba do tanque de armazenamento
70,42 8 8”-HMS-AI-90-025
Sucção da bomba do tanque de armazenamento
- 10 10”-HMS-AI-90-124
Recalque da bomba do tanque de carregamento
42,25 6 6”-HMS-AI-90-127
Sucção da bomba do tanque de carregamento - 8 8”-HMS-AI-90-126 Fonte: elaborada pelo autor
6.6 Resultados obtidos para as perdas de carga
Os dados necessários para o cálculo das perdas de carga estão representados
na Tabela 17 e os resultados obtidos estão representados na Tabela 18.
Podemos notar que as perdas de carga serão bem maiores no escoamento de
HMS do que no escoamento da água, principalmente nas tubulações onde a
temperatura será menor.
69
Tabela 17 - Dados para cálculo das perdas de carga.
Trecho V (m/s)
Re Escoamento e/D f
Sucção da bomba do tanque de água quente 0,97 7,21.105 Turbulento 0,0003 0,016
Recalque da bomba do tanque de água quente
2,18 1,08.106 Turbulento 0,0004 0,0165
Sucção da bomba da torre de resfriamento
0,99 1,32.105 Turbulento 0,0003 0,018
Recalque da bomba da torre de resfriamento 2,24 1,98.105 Turbulento 0,0004 0,018
Sucção da bomba 1 do tanque de condicionamento
0,36 58,04 Laminar - 1,10264
Recalque da bomba 1 do tanque de condicionamento
0,64 77,39 Laminar - 0,82698
Sucção da bomba 2 do tanque de condicionamento 0,27 3,96 Laminar - 16,17586
Recalque da bomba 2 do tanque de condicionamento
0,62 5,93 Laminar - 10,78391
Sucção da bomba do tanque de armazenamento
0,39 9,29 Laminar - 6,89117
Recalque da bomba do tanque de armazenamento 0,60 11,61 Laminar - 5,51293
Sucção da bomba do tanque de carregamento
0,36 58,04 Laminar - 1,10264
Recalque da bomba do tanque de carregamento
0,64 77,39 Laminar - 0,82698
Fonte: elaborada pelo autor
70
Tabela 18 - Resultados das perdas de carga.
Trecho Hl (m) Hlm (m) Hlt (m)
Sucção da bomba do tanque de água quente 0,005 0,031 0,036
Recalque da bomba do tanque de água quente 4,144 2,226 6,370
Sucção da bomba da torre de resfriamento 0,006 0,0036 0,042
Recalque da bomba da torre de resfriamento 4,781 2,269 7,050
Sucção da bomba 1 do tanque de condicionamento 0,036 0,295 0,331
Recalque da bomba 1 do tanque de condicionamento 4,870 7,178 12,048
Sucção da bomba 2 do tanque de condicionamento 0,407 2,480 2,887
Recalque da bomba 2 do tanque de condicionamento 35,015 76,801 111,817
Sucção da bomba do tanque de armazenamento 0,206 2,096 2,302
Recalque da bomba do tanque de armazenamento 8,562 38,991 47,552
Sucção da bomba do tanque de carregamento 0,036 0,295 0,331
Recalque da bomba do tanque de carregamento 3,209 4,628 7,837 Fonte: elaborada pelo autor
6.7 Resultados obtidos para as alturas do sistema e NPSHA
Os resultados obtidos para os cálculos de altura estática, manométrica e
NPSHA estão representados na Tabela 19.
Tabela 19 - Resultados dos cálculos de altura manométrica e NPSHA. Sistema hss (m) hs (mca) hsd (m) hd (mca) H (mca) NPSHA (mca)
1 1,0 11,29 5,0 21,70 10,41 4,14 2 1,0 11,29 6,5 23,88 12,59 10,97 3 1,5 11,15 7,0 23,74 12,59 9,58 4 1,5 9,35 17,5 101,4 92,04 8,76 5 1,75 9,94 6,3 448,25 38,31 9,35 6 0,7 10,59 8,0 21,48 10,89 9,02
Fonte: elaborada pelo autor
Para os sistemas de escoamento de água as alturas manométricas são
bastante parecidas, porém os valores de NPSHA encontrados foram bem distantes
entre si.
Já para os sistemas de escoamento de HMS as alturas manométricas do
sistema variaram bastante, sendo os maiores valores para os sistemas 4 e 5, ambos
71
de escoamento de HMS a 40°C. Os valores de NPSH no entanto foram próximos
para todos eles.
6.8 Folhas de dados obtidas
Tendo agora todos os dados necessários para os tanques e bombas, foram
elaboradas as folhas de dados (data sheets), representados nos APÊNDICES: D, E,
F, G, H, I, J, K e L.
72
7 CONCLUSÃO
Desde a escolha do tema até os cálculos do projeto, diversos conceitos da
engenharia química foram revistos, abrangendo também conhecimentos da
engenharia de materiais, engenharia bioquímica e engenharia de alimentos.
O desenvolvimento destas etapas da engenharia básica, demonstrou a
importância das informações do processo para o dimensionamento dos
equipamentos, bem como a relação de dependência entre as diversas disciplinas
abordadas, evidenciando a influência das operações umas nas outras.
Os conceitos de transferência de calor foram aplicados para determinação da
vazão necessária das bombas de água de resfriamento e aquecimento do HMS,
bem como para estimar o comprimento da serpentina do tanque de
condicionamento.
Para todos os cálculos referentes aos equipamentos do sistema foram
empregadas equações e conceitos da mecânica dos fluidos e para a escolha do
material foram utilizados conceitos de tubulações industriais.
O aço inox foi o material escolhido nas situações em que o fluido é o HMS,
evitando assim os riscos de contaminação do produto e o aço carbono foi escolhido
para as tubulações de água.
A alta viscosidade do produto HMS resultou na seleção de bombas do tipo
deslocamento positivo para seu bombeamento e para a água foram selecionadas
bombas centrífugas, por serem mais simples e baratas.
Devido aos valores para altura manométrica serem maiores para as bombas de
fluido HMS a 40°C podemos prever que estas bombas deverão apresentar uma
maior potência que as demais, pois a energia adicionada ao fluido nestes casos
deverá ser maior. Este comportamento está em acordo com os resultados das
perdas de carga, que foram maiores nestes trechos.
Os dados obtidos foram suficientes para a elaboração final das folhas de
dados, que contém também outras informações facultativas, geralmente definidas
conforme padrão de cada empresa.
Como sugestão para trabalhos futuros, existem diversas outras análises que
podem ser realizadas a partir dos resultados obtidos, como as relacionadas aos
suportes das tubulações, automação do sistema, especificações completas dos
materiais e estimativas dos custos do projeto.
73
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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76
APÊNDICE A – Fluxograma de Processo do Projeto
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APÊNDICE B – Lista de Equipamentos
DESCRIÇÃO STATUS ÁREA EQUIPTO. SEQU. FLUIDO TEMP.
Bomba do evaporador
de HMSExistente 70 BB 036 HMS 60 °C
Torre de resfriamento Existente 80 TR 007 AG 25 °C
Tanque de água quente Existente 90 TQ 001 AG 90 °C
Tanque de
condicionamentoNovo 90 TQ 012 HMS 40/60 °C
Tanque de
armazenamentoNovo 90 TQ 013 HMS 40°C
Tanque de
carregamentoNovo 90 TQ 014 HMS 60 °C
Bomba do tanque de
água quenteNovo 90 BA 008 AG 90 °C
Bomba da torre de
resfriamentoNovo 80 BA 015 AG 25 °C
Bomba 1 do tanque de
condicionamentoNovo 90 BB 016 HMS 60 °C
Bomba 2 do tanque de
condicionamentoNovo 90 BB 017 HMS 40°C
Bomba do tanque de
armazenamentoNovo 90 BB 018 HMS 40 °C
Bomba do tanque de
carregamentoNovo 90 BB 019 HMS 60 °C
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APÊNDICE C – Lista de Tubulações
DESCRIÇÃO STATUS ÁREA SEQU. FLUIDO TEMP.
Recalque da bomba do
evaporadorExistente 70 372 HMS 60 °C
Envio de HMS para sistema de
carregamento existenteExistente 70 373 HMS 60 °C
Envio de HMS para novo sistema
de carregamentoNovo 70 374 HMS 60 °C
Entrada do tanque de
condicionamento (evaporador)Novo 90 113 HMS 60°C
Entrada do tanque de
carregamento (evaporador)Novo 90 113 HMS 60 °C
Sucção da bomba da torre de
resfriamentoNovo 80 45 AG 25 °C
Recalque da bomba da torre de
resfriamentoNovo 80 46 AG 25 °C
Retorno para torre de
resfriamento (serpentina)Novo 90 115 AG 38 °C
Sucção da bomba do tanque de
água quenteNovo 90 116 AG 90 °C
Recalque da bomba do tanque
de água quenteNovo 90 117 AG 90 °C
Retorno para tanque de água
quente (serpentina)Novo 90 118 AG 70 °C
Saída da serpentina do tanque de
água quenteNovo 90 119 AG 38/70°C
Sucção da bomba 1 do tanque de
condicionamentoNovo 90 120 HMS 60 °C
Recalque da bomba 1 do tanque
de condicionamentoNovo 90 121 HMS 60 °C
Sucção da bomba 2 do tanque de
condicionamentoNovo 90 122 HMS 40 °C
Recalque da bomba 2 do tanque
de condicionamentoNovo 90 123 HMS 40 °C
Sucção da bomba do tanque de
armazenamentoNovo 90 124 HMS 40 °C
Recalque da bomba do tanque
de armazenamentoNovo 90 125 HMS 40 °C
Sucção da bomba do tanque de
carregamentoNovo 90 126 HMS 60 °C
Recalque da bomba do tanque
de carregamentoNovo 90 127 HMS 60 °C
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APÊNDICE D – Data Sheet Tanque de Condicionamento
TAG 90-TQ-012Produto Xarope de Alta MaltoseViscosidade (cP) 15000Densidade (kg/m³) 1420Temperatura (ºC) 60Pressão atmosféricaTipo de operação batelada
Tipo de tanque/tremonha VerticalCapacidade útil (m³) 35Diâmetro (mm) 3000Altura (mm) 5000Espessura do costado A definir pelo fabricanteMaterial do tanque/tremonha AI 316LMaterial das partes sem contato com o produto AI 316L
Tipo AbauladoEspessura A definir pelo fabricanteTipo AbauladoEspessura A definir pelo fabricanteInclinação -Quantidade 4Diâmetro 4"/8"/6"/8"
Bocais para medidor de nível (s/n) Sim(s/n) SimDiâmetro 20"(s/n) SimDiâmetro 20"
Anéis de içamento (s/n) SimSuporte para escada marinheiro (s/n) SimCamisa(s/n) SimVent (s/n) SimAgitador (s/n) Sim
(s/n) Simespessura A definir pelo fabricante
Chicanas (s/n) SimPlaca de Identificação (s/n) Sim
(s/n) SimAltura (m) 1,5Quantidade 4Material Aço Carbono
Desenho de referência -
Bocais de entrada/saída de produto
Boca de inspeção lateral
Boca de inspeção no teto
Isolamento térmico
Pés
Folha de dados para TanqueCondições de operação
Características do Tanque
Teto
Fundo
80
APÊNDICE E – Data sheet do tanque de armazenamento
TAG 90-TQ-013Produto Xarope de Alta MaltoseViscosidade (cP) 1800Densidade (kg/m³) 1420Temperatura (ºC) 40Pressão atmosférica
Tipo de tanque/tremonha VerticalCapacidade útil (m³) 1970Diâmetro (mm) 12000Altura (mm) 17500Espessura do costado A definir pelo fabricanteMaterial do tanque/tremonha AI 316LMaterial das partes sem contato com o produto AI 316L
Tipo CônicoEspessura A definir pelo fabricanteTipo InclinadoEspessura A definir pelo fabricanteInclinação 10°Quantidade 2Diâmetro 4"/10"
Bocais para medidor de nível (s/n) Sim(s/n) SimDiâmetro 20"(s/n) SimDiâmetro 20"
Anéis de içamento (s/n) SimSuporte para escada marinheiro (s/n) SimCamisa(s/n) SimVent (s/n) SimAgitador (s/n) Não
(s/n) Simespessura A definir pelo fabricante
Chicanas (s/n) NãoPlaca de Identificação (s/n) Sim
(s/n) NãoQuantidade -Material -
Desenho de referência -
Bocais de entrada/saída de produto
Boca de inspeção lateral
Boca de inspeção no teto
Isolamento térmico
Pés
Folha de dados para TanqueCondições de operação
Características do Tanque
Teto
Fundo
81
APÊNDICE F – Data sheet do tanque de carregamento
TAG 90-TQ-014Produto Xarope de Alta MaltoseViscosidade (cP) 1800Densidade (kg/m³) 1420Temperatura (ºC) 60Pressão atmoférica
Tipo de tanque/tremonha VerticalCapacidade útil (m³) 350Diâmetro (mm) 8000Altura (mm) 7000Espessura do costado A definir pelo fabricanteMaterial do tanque/tremonha AI 316LMaterial das partes sem contato com o produto AI 316L
Tipo CônicoEspessura A definir pelo fabricanteTipo InclinadoEspessura A definir pelo fabricanteInclinação 10°Quantidade 3Diâmetro 4"/6"/8"
Bocais para medidor de nível (s/n) Sim(s/n) SimDiâmetro 20"(s/n) SimDiâmetro 20"
Anéis de içamento (s/n) SimSuporte para escada marinheiro (s/n) SimCamisa(s/n) SimVent (s/n) SimAgitador (s/n) Não
(s/n) Simespessura A definir pelo fabricante
Chicanas (s/n) NãoPlaca de Identificação (s/n) Sim
(s/n) NãoQuantidade -Material -
Desenho de referência -
Bocais de entrada/saída de produto
Boca de inspeção lateral
Boca de inspeção no teto
Isolamento térmico
Pés
Folha de dados para TanqueCondições de operação
Características do Tanque
Teto
Fundo
82
APÊNDICE G – Data sheet da bomba do tanque de água quente
FunçãoBombear água quente para serpentina do tanque de
condicionamento
Tag 90-BA-015
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido ÁguaTemperatura de bombeamento (°C) 90°Cmassa específica (kg/m³) 1000% DS (substância seca) 0Concentração (ºBe) 0Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 0,205Vazão (m³/h) 63,7Altura manométrica (mca) 10,41NPSH disponível 4,14NPSH requerido A definir pelo fabricanteRendimento (%) A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Tipo do rotor A definir pelo fabricanteTamanho A definir pelo fabricanteCarcaça Um número acima da nominal para o rotor
Diâmetros Tubulação de entrada 6"Conexão de entrada A definir pelo fabricanteTubulação de saída 4"Conexão de saída A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaNorma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricanteNúmero de pólos A definir pelo fabricanteAcoplamento A definir pelo fabricante
Fabricante A definir pelo fabricanteTipo simples
Rotor AI 316Eixo Aço carbonoCarcaça AI 316Rolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação A óleoVedação do óleo A definir pelo fabricanteRefrigeração do selo mecânico à águaFlanges Aço carbonoBase Aço carbonoPintura da Carcaça Cinza Munsell N8
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço carbono
Material de Construção
Material e Acabamento
Folha de dados para Bomba Centrífuga
Condições de Operação
Rotor
Conexões
Motor
Selo Mecânico
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APÊNDICE H – Data sheet bomba da torre de resfriamento
FunçãoBombear água fria para serpentina do tanque de
condicionamento
Tag 80-BA-008
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido ÁguaTemperatura de bombeamento (°C) 25massa específica (kg/m³) 1000% DS (substância seca) 0Concentração (ºBe) 0Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 1,147Vazão (m³/h) 65,2Altura manométrica (mca) 12,59NPSH disponível 10,97NPSH requerido A definir pelo fabricanteRendimento (%) A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Tipo do rotor A definir pelo fabricanteTamanho A definir pelo fabricanteCarcaça Um número acima da nominal para o rotor
Diâmetros Tubulação de entrada 6"Conexão de entrada A definir pelo fabricanteTubulação de saída 4"Conexão de saída A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaNorma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricante.Número de pólos A definir pelo fabricante.Acoplamento A definir pelo fabricante.
Fabricante A definir pelo fabricanteTipo simples
Rotor AI 316Eixo ACCarcaça AI 316Rolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação A óleoVedação do óleo A definir pelo fabricanteRefrigeração do selo mecânico à águaFlanges Aço carbonoBase Aço carbonoPintura da Carcaça Cinza Munsell N8
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço carbono
Material e Acabamento
Conexões
Motor
Selo Mecânico
Material de Construção
Folha de dados para Bomba Centrífuga
Condições de Operação
Rotor
84
APÊNDICE I – Data sheet da bomba 1 do tanque de condicionamento
FunçãoBombear HMS para tanque de
carregamento
TAG 90-BB-016
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido Xarope de Alta MaltoseTemperatura de bombeamento (°C) 60°CMassa específica (kg/m³) 1420Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 1800Operação IntermitenteVazão Operação / Máxima (m³/h) 42,25Altura manométrica (m.c.a.) 12,59NPSH disponível 9,58NPSH requerido A definir pelo fabricanteRotação (rpm) A definir pelo fabricanteRendimento A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricante (baixa rotação)Número de pólos A definir pelo fabricanteAcoplamento A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaDiâmetro 8"/6"Norma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Tipo de rotor Engrenagem ou LóbulosMaterial do rotor A definir pelo fabricanteMaterial do eixo A definir pelo fabricanteRolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação óleoVedação do óleo labirintoBalanceamento A definir pelo fabricanteProteção A definir pelo fabricanteTamanho do acoplamento A definir pelo fabricanteTampa traseira A definir pelo fabricanteSobreposta A definir pelo fabricanteTamanho da base Um acima do motor especificadoMaterial da base A definir pelo fabricante
Tipo SimplesModelo A definir pelo fabricanteFabricante A definir pelo fabricanteDiâmetro A definir pelo fabricante
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço Carbono
Material de Construção
Selagem
Material e acabamento
Folha de Dados para Bomba de Deslocamento Positivo
Condições de Operação
Motor
Conexões
85
APÊNDICE J – Data sheet da bomba 2 do tanque de condicionamento
FunçãoBombear HMS para tanque de
armazenamento
TAG 90-BB-017
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido Xarope de Alta MaltoseTemperatura de bombeamento (°C) 40Massa específica (kg/m³) 1420Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 15000Operação IntermitenteVazão Operação / Máxima (m³/h) 18Altura manométrica (m.c.a.) 92,04NPSH disponível 8,76NPSH requerido A definir pelo fabricanteRotação (rpm) A definir pelo fabricanteRendimento A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricante (baixa rotação)Número de pólos A definir pelo fabricanteAcoplamento A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaDiâmetro 4"/6"Norma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Tipo de rotor Engrenagem ou LóbulosMaterial do rotor A definir pelo fabricanteMaterial do eixo A definir pelo fabricanteRolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação óleoVedação do óleo labirintoBalanceamento A definir pelo fabricanteProteção A definir pelo fabricanteTamanho do acoplamento A definir pelo fabricanteTampa traseira A definir pelo fabricanteSobreposta A definir pelo fabricanteTamanho da base Um acima do motor especificadoMaterial da base A definir pelo fabricante
Tipo SimplesModelo A definir pelo fabricanteFabricante A definir pelo fabricanteDiâmetro A definir pelo fabricante
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço Carbono
Selagem
Material e acabamento
Folha de Dados para Bomba de Deslocamento Positivo
Condições de Operação
Motor
Conexões
Material de Construção
86
APÊNDICE K – Data sheet da bomba do tanque de armazenamento
FunçãoBombear HMS para tanque de
condicionamento
TAG 90-BB-018
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido Xarope de Alta MaltoseTemperatura de bombeamento (°C) 40Massa específica (kg/m³) 1420Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 15000Operação IntermitenteVazão Operação / Máxima (m³/h) 70,42Altura manométrica (m.c.a.) 38,31NPSH disponível 9,35NPSH requerido A definir pelo fabricanteRotação (rpm) A definir pelo fabricanteRendimento A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricante (baixa rotação)Número de pólos A definir pelo fabricanteAcoplamento A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaDiâmetro 8"/10"Norma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Tipo de rotor Engrenagem ou LóbulosMaterial do rotor A definir pelo fabricanteMaterial do eixo A definir pelo fabricanteRolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação óleoVedação do óleo labirintoBalanceamento A definir pelo fabricanteProteção A definir pelo fabricanteTamanho do acoplamento A definir pelo fabricanteTampa traseira A definir pelo fabricanteSobreposta A definir pelo fabricanteTamanho da base Um acima do motor especificadoMaterial da base A definir pelo fabricante
Tipo SimplesModelo A definir pelo fabricanteFabricante A definir pelo fabricanteDiâmetro A definir pelo fabricante
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço Carbono
Selagem
Material e acabamento
Folha de Dados para Bomba de Deslocamento Positivo
Condições de Operação
Motor
Conexões
Material de Construção
87
APÊNDICE L – Data sheet da bomba do tanque de condicionamento
Função Bombear HMS para embarque
TAG 90-BB-019
Modelo A definir pelo fabricante
Fluido Xarope de Alta MaltoseTemperatura de bombeamento (°C) 60Massa específica (kg/m³) 1420Viscosidade (cP) (à temperatura de bombeamento) 1800Operação IntermitenteVazão Operação / Máxima (m³/h) 42,25Altura manométrica (m.c.a.) 10,89NPSH disponível 9,02NPSH requerido A definir pelo fabricanteRotação (rpm) A definir pelo fabricanteRendimento A definir pelo fabricanteBHP A definir pelo fabricante
Fabricante A definir pelo fabricantePotência A definir pelo fabricanteTensão A definir pelo fabricanteTipo A definir pelo fabricanteForma construtiva B3DProteção IPW 55Isolação Tipo FFreqüência 60 HzRotação A definir pelo fabricante (baixa rotação)Número de pólos A definir pelo fabricanteAcoplamento A definir pelo fabricante
Tipo FlangeadaDiâmetro 6"/8"Norma ANSI B16.5Classe 150 lbs
Tipo de rotor Engrenagem ou LóbulosMaterial do rotor A definir pelo fabricanteMaterial do eixo A definir pelo fabricanteRolamentos A definir pelo fabricanteLubrificação óleoVedação do óleo labirintoBalanceamento A definir pelo fabricanteProteção A definir pelo fabricanteTamanho do acoplamento A definir pelo fabricanteTampa traseira A definir pelo fabricanteSobreposta A definir pelo fabricanteTamanho da base Um acima do motor especificadoMaterial da base A definir pelo fabricante
Tipo SimplesModelo A definir pelo fabricanteFabricante A definir pelo fabricanteDiâmetro A definir pelo fabricante
Partes em contato c/ produto AI 316Partes SEM contato c/ produto Aço Carbono
Selagem
Material e acabamento
Folha de Dados para Bomba de Deslocamento Positivo
Condições de Operação
Motor
Conexões
Material de Construção
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ANEXO I – Diagrama de Moody
Fonte: Perry e Green (1997).