AVALIAÇÃO DE CONFORMIDADE DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DE
UM TERMINAL DE REGASEIFICAÇÃO DE GNL
Christian Ramalho Gomes dos Santos
Projeto de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Engenheiro.
Orientador: Reinaldo de Falco
Rio de Janeiro
Março 2016
II
AVALIAÇÃO DE CONFORMIDADE DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DE
UM TERMINAL DE REGASEIFICAÇÃO DE GNL
Christian Ramalho Gomes dos Santos
PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE
ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO
RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO
DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO.
Examinado por:
_____________________________________________
Prof. Reinaldo de Falco, M.Sc. (Orientador)
_____________________________________________
Prof. Daniel Onofre de Almeida Cruz, D.Sc.
_____________________________________________
Prof. Antonio MacDowell de Figueiredo, Dr.Ing.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
MARÇO 2016
III
Dos Santos, Christian Ramalho Gomes
Avaliação de conformidade do sistema de
combate a incêndio de um terminal de regaseificação
de GNL/ Christian Ramalho Gomes dos Santos. – Rio
de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2016.
VIII, 78 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Reinaldo de Falco
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola
Politécnica/ Curso de Engenharia Mecânica, 2016.
Referências Bibliográficas: p. 73.
1. Introdução 2. Revisão Bibliográfica 3. Descrição
do Sistema de Combate a Incêndio 4. Análise das
Bombas do Sistema 5. Análise dos Acionadores do
Sistema 6. Ponto de Operação do Sistema 7.
Conclusão. I. De Falco, Reinaldo. II. Universidade
Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Curso de Engenharia
Mecânica. III. Avaliação de conformidade do sistema
de combate a incêndio de um terminal de
regaseificação de GNL.
IV
Agradecimentos
Primeiramente, agradeço a minha família, em especial ao meu pai, pelo apoio
incondicional em todos os momentos importantes de minha vida.
Aos engenheiros com quem tive a oportunidade de trabalhar em meu tempo de
estágio. Em especial, aos engenheiros Kenji e Geraldo, por todos os ensinamentos passados.
Aos meus amigos da Minerva Aerodesign, responsáveis pelos melhores momentos
em meus anos de faculdade. Momentos como, em um dia de sábado, vi nosso projeto sair do
papel e voar, pela primeira vez.
Ao professor Reinaldo de Falco, pela orientação neste trabalho
Aos professores Daniel Onofre e Figueiredo, pela participação na banca.
Finalmente, agradeço a todos aqueles que contribuíram de alguma forma para que eu
chegasse aqui.
V
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como
parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
AVALIAÇÃO DE CONFORMIDADE DO SISTEMA DE COMBATE A INCÊNDIO DE
UM TERMINAL DE REGASEIFICAÇÃO DE GNL
Christian Ramalho Gomes dos Santos
Março/2016
Orientador: Reinaldo de Falco
Curso: Engenharia Mecânica
Este projeto final tem como objetivo a verificação da conformidade dos componentes
do sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de GNL. Assim, é feita a
análise das bombas, acionadores e ponto de operação do sistema. A partir destes resultados,
elaboramos um plano de ação para que o sistema volte a operar de acordo com os requisitos
de projeto e com as indicações previstas pelas normas vigentes.
Palavras-chave: bomba centrífuga, sistema de combate a incêndio, NFPA 25, NFPA
20.
VI
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of
the requirements for the degree of Engineer.
CONFORMITY ASSESSMENT OF THE FIRE FIGHTING SYSTEM OF A LNG
REGASIFICATION TERMINAL
Christian Ramalho Gomes dos Santos
March/2016
Advisor: Reinaldo de Falco
Course: Mechanical Engineering
This Project aims to verify the conformity assessment of the components of the fire
fighting system of a LNG regasification terminal. Therefore, we analyse the pumps, drivers
and operating point for different case scenarios. From the results obtained, we proposed an
action plan map seeking to keep the system operating according to the project requirements
and the recommendations of the current standards.
Keywords: centrifugal pump, fire fighting system, NFPA 25, NFPA 20.
VII
Sumário
1. Introdução ........................................................................................................ 1
1.1. Motivação ................................................................................................. 3
1.2. Objetivo .................................................................................................... 3
1.3. Limitações ................................................................................................ 4
1.4. Divisão do Trabalho .................................................................................. 4
2. Revisão Bibliográfica ....................................................................................... 5
2.1. Noções de Mecânica dos Fluidos ............................................................. 5
2.2. Noções sobre Bombas Hidráulicas ......................................................... 17
3. Descrição do Sistema de Combate a Incêndio ............................................... 31
3.1. Acessórios do Sistema ........................................................................... 31
3.2. Bombas e Acionadores ........................................................................... 34
3.3. Linha de tubulação ................................................................................. 35
4. Análise das Bombas do Sistema.................................................................... 38
4.1. Curvas Atuais das Bombas ..................................................................... 39
4.2. Curvas Originais das Bombas ................................................................. 41
4.3. Comparação entre as curvas .................................................................. 42
4.4. Associação de Bombas .......................................................................... 45
5. Análise dos acionadores do Sistema ............................................................. 51
5.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 / B-02) ...................................... 52
5.2. Bombas Esco (B-03 / B-04) .................................................................... 53
6. Ponto de Operação do Sistema ..................................................................... 54
6.1. Dados de Projeto .................................................................................... 55
VIII
6.2. Curva do Sistema ................................................................................... 55
6.3. Ponto de Operação Original .................................................................... 59
6.4. Ponto de Operação Atual ........................................................................ 63
7. Conclusão ...................................................................................................... 71
Referências Bibliográficas ....................................................................................... 73
Anexo 1......................................................................................................................74
Anexo 2......................................................................................................................76
1
1. Introdução
O gás natural é um combustível fóssil proveniente das frações mais leves do
petróleo, sendo constituído majoritariamente por gás metano. O consumo desta fonte
de energia é crescente, sendo usado como combustível em sistemas de transporte,
residências, indústrias e usinas termelétricas.
O gás natural ofertado ao mercado brasileiro tem origem em três diferentes
fontes, a saber, na produção nacional, no gás importado da Bolívia e no Gás Natural
Liquefeito (GNL), que é comprado de outros fornecedores. Abaixo, podemos ver a
expectativa da evolução da oferta de gás natural no Brasil para os próximos anos:
Figura 1.1 – Oferta de Gás Natural no Brasil (www.petrobras.com.br)
O desequilíbrio nas condições de oferta e demanda de gás natural no Brasil, nos
últimos anos, aliado às incertezas quanto ao fornecimento do gás boliviano, impôs ao
país a necessidade de adoção de alternativas de suprimento desse combustível, a fim
de flexibilizar a oferta de gás e assegurar o fornecimento continuado aos diferentes
segmentos de consumo [1].
2
Desta forma, a diversificação das fontes de suprimento, principalmente pelo
investimento no Gás Natural Liquefeito (GNL), se mostrou uma importante solução para
mitigar os riscos de desabastecimento, sendo uma alternativa para o transporte por
dutos.
O gás natural liquefeito ou GNL é obtido através da liquefação do gás natural,
pelo resfriamento a temperaturas tão baixas como -160 °C. Esse processo permite
estocar e transportar o gás natural em condições técnico-econômicas viáveis, visto que
1 m³ de GNL comporta em média 600 m³ de Gás Natural, em condições de temperatura
e pressão ambientes [2]. Abaixo, um esquema do funcionamento da cadeia de GNL:
Figura 1.2 – Cadeia de GNL (www.oldhamgas.com)
Por chegar ao território nacional no estado líquido, é necessário que o GNL seja
regaseificado antes de ser enviado, como gás natural, ao usuário final. Como vemos no
esquema acima, esse processo ocorre em um terminal de regaseificação de GNL.
3
1.1. Motivação
O risco de vazamento e subsequente explosão está presente em todas as etapas
da cadeia de produção de GNL, da produção até sua distribuição ao consumidor final.
Por ser volátil e inflamável, é imperativo que detectemos qualquer vazamento o mais
rápido possível e que estejamos preparados para combater prontamente qualquer foco
de incêndio, a fim de evitar possíveis catástrofes.
Assim, o sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de
GNL é um sistema crítico e, de forma a garantir sua efetividade, deve ser testado
periodicamente, de acordo com os requisitos e nos prazos estabelecidos pelas normas
vigentes.
O presente trabalho foi motivado pelo resultado de um dos testes realizados no
sistema de combate a incêndio de um terminal de regaseificação de GNL. A avaliação
consistiu no levantamento das curvas características de desempenho das bombas do
sistema de combate a incêndio “in loco”, através da medição da pressão de descarga,
vazão e rotação.
A avaliação gerou um relatório que condenou o conjunto de bombas do sistema
por não atenderem aos requisitos descritos nas normas vigentes. Como conclusão, o
relatório recomendou que as bombas fossem revisadas, de forma a terem suas
características de desempenho reestabelecidas.
1.2. Objetivo
O objetivo deste trabalho é avaliar não só as bombas, mas também o sistema, o
que inclui os trechos de tubulação, os acessórios de combate a incêndio e os
acionadores. Desta forma, buscamos estabelecer o plano de ação para que o sistema
volte a operar conforme o projeto e de acordo com as normas. Assim, pode-se dizer que
este projeto é uma continuação natural do relatório citado anteriormente.
Para a avaliação do sistema, além de levantarmos as curvas atuais das bombas,
realizamos o reconhecimento das linhas de tubulação e obtivemos a curva do sistema.
Comparamos, também, as curvas atuais das bombas com suas curvas originais.
Analisamos, ainda, a conformidade dos acionadores de cada um dos conjuntos moto-
bomba, quanto às potências disponíveis por eles e as requeridas pelas bombas.
Desta forma, concluímos o trabalho apresentando os resultados obtidos por
nossas análises e propondo as modificações necessárias ao sistema.
4
1.3. Limitações
Devemos ter em mente que todo o sistema (linhas de tubulação, bombas,
acionadores, etc.) já existe. Portanto, a ideia não é fazer um novo projeto, mas modificar
o mínimo possível o sistema já existente, resolvendo nosso problema da forma menos
custosa possível.
1.4. Divisão do Trabalho
O presente trabalho foi estruturado em 7 capítulos, de forma a abranger todo o
conteúdo necessário para seu entendimento. Abaixo, descrevemos os tópicos
abordados em cada capítulo:
Capítulo 1 – Introdução: Apresentação do assunto, discutindo a motivação,
objetivo, limitações e a divisão do trabalho.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica: O capítulo mostra os principais conceitos de
mecânica dos fluidos e bombas, tendo como foco bombas centrífugas.
Capítulo 3 - Descrição do Sistema: O capítulo descreve os acessórios do sistema
de combate a incêndio do terminal, a linha de tubulação do sistema, as bombas e seus
acionadores.
Capítulo 4 - Análise das Bombas do Sistema: O capítulo analisa e compara o
desempenho das curvas atuais e originais das bombas presentes no sistema, tal como
o desempenho de suas associações em paralelo.
Capítulo 5 - Análise dos Acionadores do Sistema: Através da curva de potência
requerida de cada bomba, identificamos a máxima potência requerida e comparamos
este valor com a potência disponível por cada acionador.
Capítulo 6 – Ponto de Operação do Sistema: Buscamos obter tanto o ponto de
operação atual como o original dos diferentes cenários de associação das bombas de
nosso sistema.
Capítulo 7 – Conclusão: Concluímos o trabalho resumindo os resultados das
análises feitas no projeto e estabelecendo um plano de ação para que o sistema volte a
operar conforme as condições de projeto e normas vigentes.
Por último, temos a bibliografia consultada neste trabalho e em anexo, as tabelas
de comprimentos equivalentes utilizada para os cálculos de perda de carga e a
verificação do programa utilizado para obter o ponto de operação do sistema, através
do cálculo das perdas de carga de cada trecho, manualmente.
5
2. Revisão Bibliográfica
2.1. Noções de Mecânica dos Fluidos
Neste capítulo, abordamos as principais noções de mecânica dos fluidos para o
completo entendimento do trabalho.
2.1.1. Classificação do Escoamento
O escoamento de fluidos pode ser classificado de diferentes formas: Laminar ou
turbulento, permanente ou transiente, entre outras. A ideia deste tópico é apresentar as
classificações necessárias para se definir a dinâmica de um escoamento, quanto ao seu
estado de organização, variação de trajetória de suas partículas e variação temporal de
suas propriedades.
2.1.1.1. Escoamento Laminar
O escoamento é dito laminar quando as partículas de um fluido se movem ao
longo de trajetórias retilíneas e bem definidas. Os filetes líquidos são paralelos entre si
e as velocidades em cada ponto são invariáveis em direção e grandeza. Este
escoamento ocorre geralmente a baixas velocidades e em fluidos que apresentem
grande viscosidade.
2.1.1.2. Escoamento Turbulento
O escoamento é dito turbulento, quando as partículas de um fluido não se
movem ao longo de trajetórias bem definidas, ou seja, movem-se em todas as direções
e com velocidades variáveis.
Esse é o escoamento presente na grande maioria dos casos de escoamento em
tubulações, sendo muito comum em sistemas que trabalham com água, pela sua baixa
viscosidade.
2.1.1.3. Escoamento Permanente
O regime é dito permanente se as propriedades de cada ponto não variam com
o tempo, podendo variar de um ponto para outro [3]. Assim, poderemos muitas vezes
aproximar o escoamento de uma tubulação alimentada por uma bomba que funciona
com ponto de operação constante, como em regime permanente.
6
2.1.1.4. Escoamento Transiente
O regime é dito transiente quando as propriedades do escoamento variam com
o tempo. Isso ocorre, por exemplo, durante partidas e paradas de bombas.
2.1.1.5. Escoamento Uniforme
O regime é dito uniforme se a velocidade é a mesma em magnitude e direção
em cada ponto do espaço, em um instante qualquer. Entretanto, se a distribuição de
velocidade na seção transversal do tubo não varia em um determinado trecho, o regime
pode ser considerado uniforme [3].
2.1.1.6. Escoamento não uniforme
O regime é dito não uniforme se a velocidade varia em magnitude e/ou direção
em algum ponto do espaço, em um instante qualquer. De fato, fluidos reais apresentam
uma variação de velocidade ao longo da seção transversal, com perfis de velocidade
compatíveis com o tipo de escoamento.
2.1.1.7. Escoamento Compressível
Escoamento aonde a variação de massa específica do fluido não é desprezível.
Esse tipo de escoamento é mais comum quando trabalhamos com gases.
2.1.1.8. Escoamento Incompressível
Escoamento aonde a variação de massa específica é desprezível. Para muitos
líquidos, a temperatura tem pouca influência sobre a massa específica. Sob pressões
moderadas, os líquidos podem ser considerados incompressíveis. Entretanto, em altas
pressões, os efeitos de compressibilidade nos líquidos podem ser importantes [4].
2.1.2. Número de Reynolds
O número de Reynolds é o principal número adimensional, em mecânica dos
fluidos, utilizado para caracterizar o comportamento de um escoamento. Seu significado
físico é a razão entre as forças de inércia e as forças de viscosidade. Assim, se o número
de Reynolds for alto, os efeitos viscosos são desprezíveis e se for baixo, os efeitos
viscosos são dominantes.
7
É o principal fator para a classificação do escoamento em sistemas de transporte
de líquidos e é calculado pela seguinte equação:
𝑅𝑒 =𝜌. 𝑉. 𝐷
𝜇
Onde temos:
𝜌 = Massa Específica do Fluido
𝑉 = Velocidade do Escoamento
𝐷 = Diâmetro da Seção
𝜇 = Viscosidade Absoluta do Fluido
Baseados no valor do número de Reynolds, os escoamentos são classificados
da seguinte forma [5]:
Regime Laminar: Re < 2000
Regime Transitório: 2000 < Re < 4000
Regime Turbulento: Re > 4000
2.1.3. Vazão
Vazão é definida como a quantidade de fluido que passa por uma determinada
seção por unidade de tempo. Usualmente, definimos esta quantidade em unidades de
massa ou volume.
2.1.3.1. Vazão Volumétrica
É a quantidade de fluido, em volume, que passa por determinada seção. Suas
unidades mais comuns são m³/h, m³/s, l/s e GPM. É calculada segundo a equação:
𝑄 = V. A
Onde temos:
𝑄 = Vazão volumétrica
V = Velocidade do Escoamento
A = Área da seção
8
2.1.3.2. Vazão Mássica
É a quantidade de fluido, em massa, que passa por determinada seção. Suas
unidades mais comuns são kg/h, kg/s, t/h e lb/h. É calculada segundo a equação:
𝑄𝑚 = ρ. V. A
Onde temos:
𝑄𝑚 = Vazão mássica
ρ = Massa Específica do Fluido
V = Velocidade do Escoamento
A = Área da seção
2.1.4. Equação da Continuidade
A equação da continuidade é uma expressão matemática da lei da conservação
de massa, que estabelece que a massa de uma partícula de fluido é constante [3].
Se tivermos um escoamento de um fluido incompressível, em regime
permanente, passando por uma tubulação, podemos afirmar que o fluxo mássico que
entra por determinado trecho, deve ser igual ao fluxo mássico que sai deste mesmo
trecho, ou seja:
𝑄𝑚1 = 𝑄𝑚2
Porém, como visto anteriormente, a relação entre a área da seção de
escoamento, a velocidade média do escoamento e a vazão volumétrica é conhecida.
Desta forma, podemos dizer que:
𝐴1. 𝑉1 = 𝐴2. 𝑉2
Ou
𝑄 = 𝑉. 𝐴 = Constante
A equação acima nos mostra que em uma tubulação em regime permanente, a
velocidade é inversamente proporcional à área da seção. Esta equação é conhecida
como Equação da Continuidade.
9
Abaixo, um desenho ilustrando as diferentes velocidades e áreas em duas
diferentes seções de um trecho de tubulação.
Figura 2.1 – Trecho de tubulação com seções variáveis [5]
2.1.5. Teorema de Bernoulli
A energia não pode ser criada nem destruída, mas apenas transformada, ou
seja, a energia total é constante [5]. O teorema de Bernoulli nada mais é que um caso
particular do princípio da conservação de energia, expressando que em um fluido ideal,
a energia se conserva ao longo de seu percurso.
A energia total de um fluido é a soma de três diferentes formas de acúmulo de
energia: Energia de pressão, Energia Cinética e Energia Potencial.
A energia potencial de um ponto em um fluido por unidade de peso é definida
como a cota deste ponto em relação a um determinado plano de referência. É dada
como:
𝐻𝑔𝑒𝑜 = 𝑍
Onde temos:
𝐻𝑔𝑒𝑜 = Energia potencial
𝑍 = Cota do ponto em relação ao plano de referência
A energia de pressão por unidade de peso é a energia do fluido devido a pressão
que possui e é dada como:
𝐻𝑝𝑟 = 𝑃
𝛾
10
Onde temos:
𝐻𝑝𝑟 = Energia de Pressão
𝑃 = Pressão Absoluta
𝛾 = Peso Específico
Finalmente, A energia cinética por unidade de peso é definida como:
𝐻𝑣 = 𝑉²
2. 𝑔
Onde temos:
𝐻𝑣 = Energia Cinética
𝑉 = Velocidade do Escoamento
𝑔 = Aceleração da Gravidade
Considerando-se um escoamento em regime permanente e incompressível de
um líquido perfeito, sem receber ou fornecer energia e sem troca de calor, a energia
total em qualquer ponto do fluido é constante, ou seja:
𝑍1 +𝑃1
𝛾+
𝑉1²
2. 𝑔= 𝑍2 +
𝑃2
𝛾+
𝑉2²
2. 𝑔= 𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒
2.1.6. Teorema de Bernoulli adaptado a fluidos reais
O teorema de Bernoulli considera a hipótese de um fluido perfeito, não levando
em conta as perdas que o fluido encontrará em seu caminho devido ao atrito com
tubulação, viscosidade, etc. Assim, para trabalharmos com fluidos reais, devemos
adicionar um termo extra ao teorema, que contabilize a energia por unidade de peso
perdida pelo líquido ℎ𝑓. Chegamos, portanto, na equação abaixo:
𝑍1 +𝑃1
𝛾+
𝑉1²
2. 𝑔= 𝑍2 +
𝑃2
𝛾+
𝑉2²
2. 𝑔+ ℎ𝑓
11
Abaixo, um esquema que nos mostra a variação de energia do fluido em um
trecho de tubulação. Vale notar que nesta imagem, o termo referente à perda de energia
por unidade de peso no líquido é dada como ” Hp “.
Figura 2.2 – Variação de Energia em um trecho de tubulação [5]
2.1.7. Perda de Carga
Perda de carga é a redução de pressão traduzida na forma de perda de energia
e, como vimos, é um termo fundamental para a utilização da equação de Bernoulli,
quando a adaptamos a fluidos reais.
A perda de carga é dividida em dois tipos, a saber, perda de carga normal e
perda de carga localizada. A perda de carga normal é a parcela que se verifica nos
trechos retos da tubulação, enquanto a perda de carga localizada ocorre nos acessórios
da tubulação, como válvulas e conexões.
Assim, a perda de carga total é a soma das parcelas de perda de carga normal
com a perda de carga localizada, e é calculada através do termo ℎ, que representa a
energia por unidade de peso perdida em um trecho de tubulação, como vemos abaixo:
ℎ = ℎ𝑓 + ℎ𝑙
12
2.1.7.1. Equação de Hagen-Poiseuille
A perda de carga normal no regime laminar, em tubos, é obtida através da
equação de Hagen-Poiseuille:
ℎ𝑓 = 32. µ. 𝑉.𝐿
𝑔. 𝐷2
Onde temos:
ℎ𝑓 = Perda de Carga
𝑉 = Velocidade do Escoamento
g = Aceleração da Gravidade
µ = Viscosidade Absoluta
L = Comprimento do Trecho
D = Diâmetro da Tubulação
2.1.7.2. Equação de Darcy-Weisbach
A perda de carga normal em regime turbulento, em tubos, não permite uma
análise exclusivamente teórica, sendo necessário alguma ajuda de dados experimentais
[1]. Uma das formas de calculá-la é através da equação de Darcy-Weisbach:
ℎ𝑓 = 𝑓.𝐿
𝐷 .
𝑉²
2. 𝑔
Onde temos:
ℎ𝑓 = Perda de carga
𝑉 = Velocidade do Escoamento
𝑔 = Aceleração da gravidade
𝐿 = Comprimento do trecho
𝐷 = Diâmetro da tubulação
𝑓 = Fator de Atrito
O fator de atrito f é função do número de Reynolds e da rugosidade relativa da
tubulação. Seu valor pode ser obtido través da consulta ao ábaco de Moody, como
vemos a seguir:
13
Figura 2.3 – Ábaco de Moody [5]
Para o cálculo do fator de atrito, existem ainda dois casos especiais: Escoamento
laminar, onde o fator de atrito depende exclusivamente do número de Reynolds e o
Escoamento completamente turbulento, onde o fator de atrito depende exclusivamente
da rugosidade relativa.
A equação de Darcy-Weisbach é a mais utilizada para cálculos de perda de
carga e para o regime laminar, ao utilizarmos 𝑓 = 64
√𝑅𝑒 , temos o mesmo resultado que o
obtido pela equação teórica de Haigen-Poiuselle.
2.1.7.3. Equação de Hazen-Williams
Para o cálculo da perda de carga normal em regime turbulento, em tubos, a
equação de Hazen Williams é uma das fórmulas mais utilizadas para sistemas operando
com água, sendo normalmente usada para diâmetros superiores a 50 mm [3]. Nela, a
perda de carga é calculada da seguinte forma:
ℎ𝑓 = 10,64 . 𝑄1,85
𝐶1,85. 𝐷4,87. 𝐿
14
Onde temos:
ℎ𝑓 = Perda de carga do trecho
𝐶 = Coeficiente de Hazen-Williams
Q = Vazão volumétrica da tubulação
D = Diâmetro da tubulação
L = Comprimento da tubulação
O valor de C é função do material e idade da tubulação. Podemos estimar seu
valor com o auxílio da tabela a seguir:
Figura 2.4 – Valores de C para diferentes materiais e idades de tubulação [5]
15
2.1.7.4. Perda de carga localizada
Perdas de carga localizadas são aquelas devidas a distúrbios locais do fluxo ao
passar por acidentes [3]. Existem dois métodos principais para o cálculo de perda de
carga localizada. O método direto e o método do comprimento equivalente.
a) Método Direto
Para o cálculo da perda de carga através do método direto, utilizamos o fator K,
que expressa a influência do atrito, diâmetro e comprimento e é tabelado para cada tipo
de acessório utilizado.
Os valores de K são tabelados e fornecidos pelos fabricantes e a perda de carga
é calculada pela seguinte fórmula:
ℎ𝑓𝑙 = K .𝑉²
2 . 𝑔
Para calcular a perda de carga, devemos somar cada parcela de perda de carga
localizada, utilizando o termo K referente a cada acessório separadamente, gerando
uma perda de carga localizada total.
Figura 2.5 – Valores de K para diferentes acidentes [5]
16
b) Método do Comprimento Equivalente
Para o cálculo da perda de carga através do método do comprimento
equivalente, devemos obter o valor do comprimento reto da tubulação em questão que
reproduziria exatamente a mesma perda de carga do acessório. Tal como no método
direto, nos utilizamos de valores tabelados para o comprimento equivalente e então a
perda de carga é calculada da seguinte forma:
ℎ𝑓𝑙 = f .𝐿𝑡𝑜𝑡
𝐷.
𝑉²
2 . 𝑔
Onde Ltot é a soma dos comprimentos equivalentes de cada acessório da
tubulação, conforme a ilustração abaixo:
Figura 2.6 – Método para calcular o Comprimento Equivalente do trecho [5]
Os valores dos comprimentos equivalentes referentes a cada acessório podem
ser encontrados nas tabelas do Anexo1.
17
2.2. Noções sobre Bombas Hidráulicas
Bombas são equipamentos mecânicos utilizados para o transporte de líquidos
através de tubulações. Recebem energia de equipamentos acionadores (motores
elétricos, turbinas a gás ou a vapor, motores de combustão interna) e a transferem para
o líquido que está sendo bombeado, sob a forma de energia de pressão, cinética ou
ambas.
2.2.1. Classificação das Bombas
As bombas podem ser classificadas de diversas formas, como segundo sua
aplicação ou pela forma com que a energia é cedida ao fluido. Esta última forma é
bastante comum e pode ser vista abaixo:
Figura 2.7 – Classificação das Bombas
2.2.2. Bombas de Deslocamento Positivo
Bombas de deslocamento positivo, ou bombas volumétricas, são bombas onde
a energia é fornecida ao líquido já sob a forma de pressão. Nelas, o líquido descreve
uma trajetória onde, sucessivamente, enche e depois é expulso de espaços com
volumes pré-determinados no interior da bomba [3].
18
Essas bombas são mais comuns em sistemas que necessitam de baixas vazões
e altas pressões ou que trabalham com fluidos de alta viscosidade. Possuem a
característica especial de suas vazões dependerem apenas da velocidade de rotação.
Assim, para uma rotação constante, a vazão tem apenas uma pequena variação, se
mantendo praticamente a mesma.
As bombas volumétricas podem ser divididas, ainda, de acordo com o
movimento que imprimem à massa fluida, podendo ser classificadas como bombas
alternativas ou bombas rotativas. As bombas rotativas são capazes de operar com
vazões mais elevadas que as alternativas.
Bombas rotativas, como o próprio nome indica, são bombas que imprimem
movimento à massa fluida através de um movimento de rotação. Podem ser
classificadas como bomba de parafuso, lóbulos, engrenagens ou ainda de palhetas
deslizantes.
Um dos tipos mais comuns de bomba rotativa é a bomba de engrenagem. Nela,
duas engrenagens giram dentro do corpo da bomba, com folgas muito pequenas. Com
o movimento de rotação das engrenagens, o fluido, aprisionado nos vazios entre os
dentes e a carcaça, é empurrado pelos dentes e forçado a sair pela tubulação de
recalque [3]. Abaixo, uma ilustração de uma bomba de engrenagens.
Figura 2.8 – Bomba de Engrenagens (www.flowserve.com.br)
Bombas alternativas são bombas que imprimem movimento à massa fluida
através de um movimento retilíneo de ida e volta (movimento alternativo). Podem ser
classificadas como bomba de pistão, de êmbolo ou de diafragma.
19
Um dos tipos mais comuns de bomba alternativa é a bomba de pistão. Nela, o
órgão que produz movimento ao líquido é um pistão, que se desloca dentro de um
cilindro. Seu movimento dentro do cilindro pode ser dividido em duas etapas, como
vemos na figura abaixo:
Figura 2.9 – Movimento do pistão [3]
Na etapa 1, ocorre o curso de aspiração. Nela, o pistão se move em direção
contrária à válvula de admissão, tendendo a produzir vácuo. Nesta etapa, o pistão está
admitindo fluido, ou seja, temos a válvula de admissão aberta e a válvula de recalque
fechada.
Na etapa 2, ocorre o curso de recalque. Nela, o pistão se move na direção da
válvula de admissão, empurrando o fluido para fora do cilindro. Nesta etapa, a válvula
de admissão se encontra fechada, enquanto temos a válvula de recalque aberta.
Abaixo, temos a ilustração de uma bomba de pistão multi-estágio:
Figura 2.10 – Bomba multi-estágio de pistão (www.flowserve.com.br)
20
2.2.3. Bombas Dinâmicas
Bombas Cinéticas ou dinâmicas, são bombas nas quais a movimentação do
fluido é realizada mediante a rotação de um impelidor. As bombas dinâmicas podem ser
classificadas como: Bombas Centrífugas, de fluxo misto, axiais ou regenerativas. As
bombas centrífugas podem, ainda, ter duas diferentes classificações de acordo com a
geometria do impelidor, podendo ser centrífugas radiais ou centrífugas tipo francis.
Os diferentes tipos de bombas dinâmicas são diferenciados pela forma na qual
o impelidor passa energia ao fluido e também pela orientação do fluido ao sair do
impelidor.
Figura 2.11 – Tipos de Impelidores de Bombas Dinâmicas [5]
Na figura acima, podemos notar a diferença, indicada pelas setas, das direções
de saída do fluido, ao passar pelos impelidores. Isto ocorre pois nas bombas centrífugas
radiais, a energia passada à massa líquida é puramente centrífuga, fazendo com que
ele escoe radialmente. Já nas bombas axiais, a energia é passada ao fluido puramente
por arrasto, tornando sua direção de saída paralela à de entrada.
Quanto à seleção do tipo de impelidor, em geral, as bombas centrífugas são
utilizadas quando são necessários maiores Heads, enquanto as bombas de pás axiais
são escolhidas quando são necessárias maiores vazões.
Sobre as bombas de fluxo misto, seu desempenho se encontra entre o das
bombas centrífugas e axiais, variando de acordo com o ângulo de suas pás. Desta
forma, transferem energia ao fluido tanto por forças centrífugas como por arrasto.
21
Figura 2.12 – Impelidor de uma bomba de fluxo misto [3]
Ao contrário das bombas de deslocamento positivo, nas bombas dinâmicas, as
variáveis vazão e pressão possuem grande influência uma na outra. Entre os tipos de
bombas dinâmicas, as bombas centrífugas são as mais amplamente utilizadas.
2.2.4. Bombas Centrífugas
São o tipo mais comum de bombas dinâmicas. A bomba centrífuga é definida
como um dispositivo mecânico que usa a força centrífuga e um elemento difusor para
transformar energia cinética em energia de pressão (altura manométrica).
Existem diversas formas de se classificar os diferentes tipos de bombas
centrífugas existentes no mercado. Segundo a norma API 610 [6], podemos classificar
as bombas centrífugas em 3 diferentes grupos: Overhung (OH), Between Bearings (BB)
e Vertically Suspended (VS).
2.2.4.1. Bombas Overhung (OH)
Bombas OH são bombas que possuem o impelidor em balanço, ou seja, o rotor
dessas bombas é montado na extremidade posterior do eixo de acionamento, sendo
fixado em balanço, por um suporte de mancais.
Figura 2.13 – Bomba com impelidor em balanço (www.flowserve.com.br)
22
2.2.4.2. Bombas Between Bearings (BB)
Bombas BB são bombas onde o rotor está posicionado entre os mancais, ou
seja, o rotor ou rotores da bomba são montados em um eixo que é apoiado por mancais
em ambas as extremidades do equipamento, situando-se entre eles.
Figura 2.14 – Bomba com rotor entre mancais (www.flowserve.com.br)
2.2.4.3. Bombas Vertically Suspended (VS)
Bombas VS são bombas verticais, ou seja, o rotor ou rotores dessas bombas
são acoplados a um eixo, tendo este eixo posição vertical em relação ao solo.
Figura 2.15 – Bomba Vertical (www.flowserve.com.br)
23
2.2.5. Curvas Características de Bombas Centrífugas
2.2.5.1. Head x Vazão
A curva Head x Vazão das bombas define qual será o Head entregue ao fluido
para cada vazão na qual estiver trabalhando o sistema. Esta curva independe do
sistema e é obtida pelo próprio fabricante do equipamento.
Para o levantamento da curva, o fabricante coloca a bomba em funcionamento
com a válvula de descarga totalmente fechada (shut-off) e então determina o Head
entregue pela bomba, através do diferencial entre a pressão de descarga e de sucção.
Para os próximos pontos, basta abrir a válvula de descarga, pouco a pouco, obtendo os
Heads referentes às vazões fixadas e gerando, portanto, a curva Head x Vazão através
da interpolação desses pontos, conforme o gráfico abaixo:
Figura 2.16 – Curva Q x H [5]
2.2.5.2. Potência Requerida x Vazão
O trabalho útil feito por uma bomba centrífuga é naturalmente o produto do peso
do líquido deslocado pela altura desenvolvida [5]. Considerando este trabalho na
unidade de tempo, podemos calcular a potência requerida pela bomba através da
seguinte equação:
𝑃𝑜𝑡𝑟 = 𝛾. 𝑄. 𝐻
270. 𝜂
24
Onde temos:
𝑃𝑜𝑡𝑟 = Potência requerida pela bomba [CV]
𝛾 = Peso específico do fluido [kgf/dm³]
Q = Vazão [m³/h]
H = Altura Manométrica [m]
𝜂 = Rendimento
270 = Fator de Conversão
Nesta equação, a variável 𝜂 surge como o rendimento da bomba, visto que a
potência Hidráulica (a potência que é entregue ao fluido) não é igual à potência
consumida pela bomba, conforme veremos no próximo tópico.
Tal como para o Head, também podemos obter a curva vazão x potência para
nosso equipamento, conforme a ilustração abaixo:
Figura 2.17 – Curva Q x 𝑃𝑜𝑡𝑟 [5]
2.2.5.3. Rendimento x Vazão
Para o cálculo da potência útil cedida ao fluido, devemos levar em conta que
existem perdas na transmissão de potência entre a bomba e o fluido. Desta forma,
consideramos um rendimento 𝜂, conforme a equação abaixo:
𝜂 = 𝑃𝑜𝑡𝑐
𝑃𝑜𝑡𝑟
Onde temos:
𝑃𝑜𝑡𝑐 = Potência cedida ao fluido
𝑃𝑜𝑡𝑟 = Potência requerida pela bomba
25
O valor para o rendimento também varia com a vazão. Logo, procuramos sempre
selecionar as bombas de forma que possuam seu rendimento máximo próximo ao ponto
de operação do sistema.
Figura 2.18 – Curva de Rendimento [5]
2.2.5.4. Curva do Sistema
Para calcular a curva do sistema, nós a separamos em duas partes, parte
estática e dinâmica.
Para o cálculo da parte dinâmica, devemos fixar algumas vazões dentro da faixa
de operação do sistema e então determinar a perda de carga Hp referente a cada uma
dessas vazões.
Já a parte estática, que independe da vazão do sistema, nós avaliamos a
diferença de pressão nos reservatórios de sucção e descarga e a variação de altura
geométrica.
Desta forma, somamos as duas partes conforme o gráfico abaixo. Vale notar que
para a parte dinâmica, devemos contar também a diferença de carga cinética, no caso
da velocidade do fluido no trecho B não ser igual à velocidade no trecho A.
Figura 2.19 – Curva do Sistema [5]
26
2.2.6. Associação de Bombas
Por diversas razões, podemos optar por utilizar bombas associadas em série ou
em paralelo. A associação de bombas em série costuma ser usada quando buscamos
obter maiores Heads, enquanto a associação em paralelo é mais comum quando
buscamos maiores vazões e flexibilidade operacional.
2.2.6.1. Associação em Paralelo
Este tipo de associação é utilizado quando a vazão exigida for muito elevada ou
quando a vazão exigida pelo sistema variar de forma definida. No primeiro caso (vazão
muito elevada) o uso das bombas em paralelo dá, como vantagem adicional, a
segurança operacional, pois em caso de falha de uma bomba, haveria apenas a
diminuição da vazão fornecida [3].
Na associação em paralelo, para fazermos sua curva, fixamos uma pressão e
então somamos as vazões deste ponto para cada uma das bombas, conforme o gráfico
abaixo:
Figura 2.20 – Associação em Paralelo [5]
2.2.6.2. Associação em Série
Neste caso, a descarga de cada bomba é conectada à sucção da bomba
seguinte, de modo que a vazão será a mesma em todas as bombas, enquanto que a
pressão de descarga desenvolvida será a soma de cada uma das unidades [3].
Esta solução só costuma ser adotada quando o valor do Head necessário ao
sistema ultrapassa os valores alcançados por bombas multi-estágios.
27
Na associação em série, para fazermos sua curva, fixamos uma vazão e então
somamos os Heads deste ponto para cada uma das bombas, conforme o gráfico abaixo:
Figura 2.21 – Associação em Série [5]
2.2.7. Ponto de Operação
Finalmente, após adquirirmos as curvas das bombas e do sistema, podemos descobrir
o ponto de operação de nossos equipamentos, como sendo o ponto de interseção entre
a curva de head e a curva do sistema, conforme gráfico abaixo:
Figura 2.22 – Ponto de Operação [3]
2.2.8. Cavitação
A Cavitação é o fenômeno associado a implosão de pequenas bolhas de vapor
em um líquido e ocorre quando a pressão cai abaixo da pressão de vapor do líquido que
está sendo bombeado.
28
Para bombas centrífugas, a região crítica para análise de cavitação é o olho do
impelidor. Isto ocorre pois nesta região, o líquido não recebeu nenhuma adição de
energia ainda pelo rotor e teve sua energia reduzida pelas perdas de carga na linha de
sucção e entrada da bomba [3].
A implosão das bolhas gera uma onda de choque, que atinge altas pressões, o
que gera golpes altamente concentrados nas superfícies do impelidor e carcaça da
bomba, desta forma, arrancando progressivamente as partículas superficiais do rotor,
podendo causar danos severos, com o passar do tempo.
Figura 2.23 – Rotor Danificado por Cavitação
As causas para a ocorrência da cavitação são diversas, sendo as mais comuns:
Problema Geométrico: Altura inadequada da sucção;
Problema Hidráulico: Velocidades de escoamento excessivas;
Problema Operacional: Escorvamento incorreto.
O problema é de origem geométrica quando a altura de sucção é inadequada,
fazendo com que o NPSHd não seja suficiente, frente ao NPSHr. Este problema será
discutido mais adiante.
O problema de origem hidráulica ocorre quando o escoamento está em
velocidade excessiva. Este problema é mais comum quando a bomba está operando
com vazões muito altas, fora da vazão de projeto.
O problema operacional ocorre quando a bomba não está escorvada
adequadamente. Escorvar uma bomba significa encher de líquido sua carcaça e toda a
tubulação de sucção, de modo que ela entre em funcionamento sem possibilidade de
bolhas de ar em seu interior.
29
Já entre as consequências mais marcantes da cavitação, podemos citar:
Rangido audível, Vibração Excessiva, Danificação dos componentes da bomba e perda
de desempenho.
2.2.8.1. Alteração das Curvas Características
Quando uma bomba cavita, existe uma alteração em seu desempenho. Isto
ocorre pois existe uma uma grande diferença no volume específico entre as fases líquida
e gasosa e por conta da turbulência gerada, devido às implosões das bolhas. Abaixo,
um esquema da queda de desempenho nas curvas de bombas centrífugas.
Figura 2.24 – Queda de desempenho pela cavitação [3]
2.2.8.2. Net Positive Suction Head - NPSH
Para que não ocorra o fenômeno da cavitação, é necessário que a energia que
o líquido dispõe na chegada ao flange de sucção, seja maior que a que ele vai consumir
no interior da bomba, isto é, que o NPSH disponível (NPSHd) seja maior que o NPSH
requerido (NPSHr).
O NPSHd é uma característica do sistema e define-se como sendo a
disponibilidade de energia que um líquido possui, num ponto imediatamente anterior ao
flange de sucção da bomba, acima de sua pressão de vapor, como vemos no
equacionamento abaixo:
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 = 𝑃𝑠
𝛾+ 𝑍𝑠 +
𝑃𝑎 − 𝑃𝑣
𝛾
30
Onde temos:
𝑃𝑠 = Pressão Manométrica no flange de sucção
𝑍𝑠 = Cota no flange de sucção
𝑃𝑎 = Pressão atmosféria
𝑃𝑣 = Pressão de vapor do fluido
𝛾 = Peso específico
Assim, por ser uma função da vazão do sistema, podemos gerar uma curva de
NPSHd x Vazão, como a vista abaixo:
Figura 2.25 – Curva NPSHd x Vazão [3]
Já o NPSHr, é definido como a pressão mínima que o fluido deve conter ao
chegar no olho do impelidor, de forma a evitar que ocorra cavitação. Ao contrário do
NPSHd, a curva de NPSHr é uma característica da bomba, não dependendo do sistema
e sendo fornecido pelo fabricante.
Figura 2.26 – Curva NPSHr x Vazão [3]
31
3. Descrição do Sistema de Combate a Incêndio
O sistema de combate a incêndio do píer de GNL é dotado de quatro bombas
verticais. Entre estas bombas, três possuem como acionadores motores diesel,
enquanto uma delas é acionada por motor elétrico.
Duas bombas fabricadas pela Ingersoll Dresser Pumps, atualmente Flowserve,
já eram existentes quando a empresa adequou o píer para operações com GNL. O
projeto do sistema de combate a incêndio aproveitou essas duas bombas e acrescentou
outras duas, adquiridas da fabricante Esco.
As quatro bombas (B-01 / B-02 / B-03 / B-04) se encontram no píer com seus
rotores mergulhados no mar e acionadores instalados em duas casas de bombas, sobre
o píer. O sistema conta ainda com uma bomba jockey, dois canhões monitores, dois
hidrantes e sistema de aspersão de água.
3.1. Acessórios do Sistema
Nesse tópico, abordamos as características dos principais acessórios do sistema
de combate a incêndio do terminal.
3.1.1. Canhão Monitor
Os Canhões monitores são equipamentos utilizados para auxiliar no combate a
incêndio quando são requeridas altas vazões, podendo ser fixos ou móveis. Nosso
sistema possui dois Canhões monitores fixos, capazes de atender à toda a área do píer,
no caso de foco de incêndio na região.
Figura 3.1 – Canhão Monitor Fixo (www.kidde.com.br)
32
O canhão monitor é composto por três componentes, a saber: seu corpo, o tubo
laminador e o esguicho. Enquanto o corpo do canhão monitor é a sua própria carcaça,
o tubo laminador é o componente responsável por retificar o fluxo de água, diminuindo
sua turbulência e o esguicho é responsável por regular e direcionar o jato de água.
Figura 3.2 – Esguicho Regulável (www.argus.com.br)
3.1.2. Hidrantes
Os hidrantes possibilitam menores vazões que os canhões monitores, mas
possuem função estratégica no sistema. As possíveis funções dos hidrantes variam
caso a caso, podendo oferecer proteção ao brigadista, quando cercado pelo fogo ou
mesmo atuar em focos de incêndio mais distantes, visto que a utilização de mangueiras
proporciona uma área de atuação mais ampla que a dos canhões.
Figura 3.3 – Hidrante Industrial (www.protexfire.com.br)
33
3.1.3. Sistema de Aspersão de água
O sistema de aspersão de água é responsável pelo resfriamento dos
equipamentos quando em chamas e/ou expostos intensamente à radiação.
Figura 3.4 - Sprinkler (www.firex.com.br)
O sistema opera através dos Sprinklers, que são pequenos chuveiros, ligados a
uma rede com água pressurizada e fechados por um elemento sensível, o bulbo.
Quando a temperatura aumenta, por ação do fogo, o bulbo abre o sprinkler
automaticamente, resfriando o equipamento em questão.
3.1.4. Bomba Jockey
A bomba jockey tem papel fundamental no sistema de combate a incêndio, com
a função de manter a linha constantemente pressurizada. É uma bomba menos potente
que as bombas de incêndio principais e opera no sistema ON e OFF (liga e desliga),
evitando ciclismo desnecessário das bombas principais e garantindo a manutenção da
pressão nominal da linha frente a pequenas perdas.
Figura 3.5 – Bomba Jockey (www.germek.com.br)
34
3.2. Bombas e Acionadores
Nesse capítulo, exploramos as características técnicas das bombas e
acionadores presentes em nosso sistema de combate a incêndio.
3.2.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 e B-02)
As bombas B-01 e B-02 são de fabricação Ingersoll Dresser Pumps (Atualmente
Flowserve) e possuem como dados técnicos: Vazão: 240 m³/h, AMT: 84 m, RPM: 1780.
Possuem, originalmente, a seguinte curva de performance:
Figura 3.6 – Curva Original de Performance das Bombas B-01 e B-02
O acionador da bomba B-01 é um motor elétrico da fabricante WEG, com
potência nominal de 125 CV (90 kW). Já a bomba B-02, possui como acionador um
motor diesel de fabricante Mercedes, com potência nominal de 165 HP (123 kW).
Para o caso da bomba B-01, que é acionada por motor elétrico, não
consideramos perdas na transmissão, visto que o motor fica posicionado na vertical e é
acoplado diretamente ao eixo da bomba. Já para a bomba B-02, acionada por motor
diesel, existe uma transmissão dotada de engrenagens cônicas.
35
3.2.2. Bombas Esco (B-03 e B-04)
As bombas B-03 e B-04 são de fabricação Esco e possuem como dados de
técnicos: Vazão: 227 m³/h, AMT: 102 m, RPM: 1800. Ilustramos a curva de performance
original das bombas através do teste de desempenho realizado em 2012:
Figura 3.7 – Curva Original de Performance das Bombas B-03 e B-04
Os acionadores de ambas as bombas são motores diesel da fabricante MWM,
com potência nominal de 91,9 kW. Para cada uma das bombas (B-03 e B-04), existe
uma transmissão dotada de engrenagens cônicas para possibilitar o acionamento.
3.3. Linha de tubulação
O sistema é projetado de acordo com as recomendações da norma de incêndio
NFPA 25 [7], sendo dimensionado para o pior cenário possível de incêndio, sem
simultaneidade de eventos. Neste cenário, temos atuando dois canhões monitores, um
hidrante e o sistema de aspersão de água.
Os dois hidrantes existentes em nosso sistema não possuem uso simultâneo no
pior cenário, de incêndio na área do Jetty. Isto ocorre, pois, um dos hidrantes tem a
função de auxiliar ao combate de incêndio em focos distantes, não atuando neste caso.
O hidrante utilizado em nosso caso tem como finalidade proteger o comando do monitor
e auxiliar na proteção do brigadista.
36
Quanto às bombas utilizadas, o projeto prevê a utilização de três bombas em
paralelo, sendo a situação mais crítica a utilização de duas bombas Ingersoll Dresser
Pumps e uma das bombas Esco, visto que as bombas Esco, originalmente, oferecem
maiores heads que as bombas Ingersoll Dresser Pumps, para as mesmas vazões.
O esquema de nosso sistema é dividido em duas partes. Primeiramente,
consideramos o trajeto entre as bombas e o ponto J2, ponto este que representa o local
onde o fluxo vindo das bombas B-01 e B-02 se une ao fluxo que vem das bombas B-03
e B-04. Abaixo, o esquema da primeira parte do nosso sistema:
Figura 3.8 – Esquema do Sistema de Combate a Incêndio
Após chegar ao ponto J2, o fluxo vai em direção à área do jetty, que possui
formato anular e é onde se encontram os canhões e hidrantes do sistema. Abaixo, o
esquema da área do jetty:
Figura 3.9 – Esquema da área do Jetty
37
Além das ramificações para os canhões e hidrantes, cada um dos nós presentes
no esquema acima representa uma ramificação para o sistema de aspersão de água.
Abaixo, uma imagem lateral da área do jetty. Nela, podemos ver pela seta
vermelha, o posicionamento de um dos canhões monitores do sistema.
Figura 3.10 – Vista Lateral da área do Jetty (www.petrobras.com.br)
Abaixo, a imagem de uma operação comum de transferência de GNL e, ao
compará-la com a Figura 3.10, percebemos o posicionamento estratégico dos canhões
monitores, sendo cada um deles posicionado a poucos metros do costado de cada
navio, possibilitando o resfriamento dos mesmos.
Figura 3.11 – Vista Frontal da área do Jetty (www.petrobras.com.br)
38
4. Análise das Bombas do Sistema
O objetivo do presente capítulo é comparar o desempenho atual das bombas de
combate a incêndio de nosso sistema com o desempenho previsto em projeto, ou seja,
o desempenho original dos equipamentos.
De acordo com NFPA 25 [7], de forma a garantir o desempenho adequado do
equipamento em questão, a pressão referente à vazão nominal da bomba de combate
a incêndio não pode ser inferior à 95% do seu dado de placa. Logo, para uma bomba
que tenha como dados de placa Q = 300 m³/h e H = 100 m, ao passar por um teste de
desempenho, a bomba não estará de acordo com a norma caso ceda menos de 95 m
nos mesmos 300 m³/h de vazão.
Além disso, as bombas devem atender aos requisitos da norma de incêndio
NFPA 20 [8], possuindo uma pressão na condição de bloqueio (shut-off) não maior que
140% da pressão nominal e pressão não inferior a 65% da nominal, na condição de
vazão igual a 150% da vazão nominal. Em outras palavras, a pressão não pode ser
excessiva em shut-off e não pode ser muito baixa para vazões próximas ao fim da curva
da bomba.
Abaixo, vemos uma ilustração dos requisitos da NFPA 20 [8], através de um
gráfico explicativo presente na própria norma:
Figura 4.1 – Requisitos de Desempenho para bombas de incêndio [8]
39
4.1. Curvas Atuais das Bombas
Neste tópico, apresentamos as curvas atuais das quatro bombas principais de
nosso sistema. Para isso, utilizamos os pontos obtidos pelo teste realizado em campo
e criamos um gráfico de vazão por Head, definindo a curva da bomba através de
interpolação polinomial.
4.1.1. Bomba B-01
Para a bomba B-01, obtivemos a seguinte curva de desempenho:
Figura 4.2 – Curva de Desempenho Atual da bomba B-01
4.1.2. Bomba B-02
Para a bomba B-02, obtivemos a seguinte curva de desempenho:
Figura 4.3 – Curva de Desempenho Atual da bomba B-02
y = -0,0003x2 - 0,1156x + 110,12
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-01
y = -0,0003x2 - 0,0827x + 110,5
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-02
40
4.1.3. Bomba B-03
Para a bomba B-03, obtivemos a seguinte curva de desempenho:
Figura 4.4 – Curva de Desempenho Atual da bomba B-03
4.1.4. Bomba B-04
Para a bomba B-04, obtivemos a seguinte curva de desempenho:
Figura 4.5 – Curva de Desempenho Atual da bomba B-04
y = -0,0003x2 - 0,1316x + 113,56
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-03
y = -0,0005x2 - 0,0412x + 118,28
0
20
40
60
80
100
120
140
0 50 100 150 200 250 300 350 400
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-04
41
4.2. Curvas Originais das Bombas
Para a obtenção das curvas de desempenho originais das bombas, pegamos
pontos obtidos pelo teste de desempenho, no caso das bombas B-03 e B-04 e pela
curva de performance prevista em catálogo, no caso das bombas B-01 e B-02. Assim,
de forma similar ao método anterior, fizemos uma tabela com esses pontos e definimos
as curvas através de interpolação polinomial.
4.2.1. Bombas B-01 e B-02 (Ingerssol Dresser Pumps)
As bombas B-01 e B-02 são de mesmo fabricante, modelo e diâmetro de
rotor. A curva de desempenho original de ambas as bombas é representada abaixo:
Figura 4.6 – Curva Original de Desempenho das Bombas B-01 e B-02
Abaixo, a verificação do atendimento das bombas aos requisitos de performance
estabelecidos pela NFPA 20 [8]:
Tabela 4.1 – Requisitos de Performance para as bombas B-01 e B-02
Head de Shut-off Head Nominal Razão
106,50 84,00 126,8%
Vazão máxima Head para vazão máxima Razão
360,00 63,21 75,3%
Desta forma, concluímos que as bombas B-01 e B-02, originalmente, se
encontram de acordo com os requisitos estabelecidos pela norma.
y = -0,0002x2 - 0,0443x + 105,08
0
20
40
60
80
100
120
0 100 200 300 400 500
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Bombas B-01 e B-02
42
4.2.2. Bombas B-03 e B-04 (Esco)
As bombas B-03 e B-04 são de mesmo fabricante, modelo e diâmetro de rotor.
A curva de desempenho original de ambas as bombas é representada abaixo:
Figura 4.7 – Curva Original de Desempenho das Bombas B-03 e B-04
Abaixo, a verificação do atendimento das bombas aos requisitos de performance
estabelecidos pela NFPA 20 [8]:
Tabela 4.2 – Requisitos de performance para as bombas B-03 e B-04
Head de Shut-off Head Nominal Razão
131,00 102,70 127,6%
Vazão Máxima Head para vazão máxima Razão
342,20 73,30 71,4%
Desta forma, concluímos que as bombas B-03 e B-04, originalmente, se
encontram de acordo com os requisitos estabelecidos pela norma.
4.3. Comparação entre as curvas
Neste tópico, nos utilizamos das curvas obtidas nas seções anteriores para
comparar a curva atual com a original de cada uma das bombas, analisando suas
características de desempenho frente à norma de incêndio NFPA 25 [7].
Como método de análise, calculamos a diferença do Head nominal e o Head
atual de cada bomba na condição de vazão nominal, descobrindo o valor da perda
percentual de Head.
y = -0,0004x2 - 0,0258x + 130,93
0
20
40
60
80
100
120
140
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Bombas B-03 e B-04
43
4.3.1. Bomba B-01
Abaixo, a comparação entre a curva atual (azul) com a curva original (laranja):
Figura 4.8 – Curva Original x Curva Atual da bomba B-01
Para a vazão nominal da bomba, 240 m³/h, a curva atual oferece um Head de 65
m, valor correspondente a apenas 77% do Head original, de 84 metros.
4.3.2. Bomba B-02
Abaixo, a comparação entre a curva atual (azul) com a curva original (laranja):
Figura 4.9 – Curva Original x Curva Atual da bomba B-02
Para a vazão nominal da bomba, 240 m³/h, a curva atual oferece um Head de 73
metros, valor correspondente a apenas 87% do Head original, de 84 metros.
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-01
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-02
44
4.3.3. Bomba B-03
Abaixo, a comparação entre a curva atual (azul) com a curva original (laranja):
Figura 4.10 – Curva Original x Curva Atual da bomba B-03
Para a vazão nominal da bomba, 227 m³/h, a curva atual oferece um Head de 68
metros, valor correspondente a apenas 67% do Head original, de 102 metros.
4.3.4. Bomba B-04
Abaixo, a comparação entre a curva atual (azul) com a curva original (laranja):
Figura 4.11 – Curva Original x Curva Atual da bomba B-04
Para a vazão nominal da bomba, 227 m³/h, a curva atual oferece um Head de 83
metros, valor correspondente a apenas 81% do Head original, de 102 metros.
0
20
40
60
80
100
120
140
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-03
0
20
40
60
80
100
120
140
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450
H (
m)
Q (m³/h)
Bomba B-04
45
4.4. Associação de Bombas
Já tendo analisado as bombas quanto aos requisitos das normas, avaliamos
também o desempenho da associação das bombas conforme previsto em projeto (3 ON
1 OFF). Assim, comparamos o desempenho da associação na condição original e na
condição atual, gerando quatro diferentes cenários: B-01/B-02/B-03; B-01/B-02/B-04; B-
01/B-03/B-04 e B-02/B-03/B-04. Vale notar que só existem dois cenários na condição
original, visto que as bombas B-01 e B-02 são originalmente iguais, o mesmo para as
bombas B-03 e B-04.
4.4.1. Curva de Associação Original
4.4.1.1. Curva Original - Associação B-01/B-02/B-03
Ao somar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.12 – Curva Original – Associação B-01/B-02/B-03
y = -2E-05x2 - 0,0153x + 109,91
50
60
70
80
90
100
110
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Original - Associação B-01 / B-02 / B-03
46
4.4.1.2. Curva Original - Associação B-01/B-03/B-04
Ao somar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.13 – Curva Original – Associação B-01/B-03/B-04
4.4.2. Curva de Associação Atual
4.4.2.1. Curva Atual – Associação B-01/B-02/B-03
Ao associar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.14 – Curva Atual - Associação B-01/B-02/B-03
y = -5E-05x2 + 0,0271x + 101,09
50
60
70
80
90
100
110
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Original - Associação B-01 / B-03 / B-04
y = -2E-05x2 - 0,0427x + 111,36
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Atual - Associação B-01 / B-02 / B-03
47
4.4.2.2. Curva Atual – Associação B-01/B-02/B-04
Ao associar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.15 – Curva Atual - Associação B-01/B-02/B-04
4.4.2.3. Curva Atual – Associação B-01/B-03/B-04
Ao associar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.16 – Curva Atual - Associação B-01/B-03/B-04
y = -3E-05x2 - 0,0342x + 112,89
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Atual - Associação B-01/ B-02/ B-04
y = -3E-05x2 - 0,0382x + 114,06
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 100,0 200,0 300,0 400,0 500,0 600,0 700,0 800,0 900,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Atual - Associação B-01/B-03/B-04
48
4.4.2.4. Curva Atual - Associação – B-02/B-03/B-04
Ao associar as curvas das três bombas em paralelo, chegamos ao seguinte
resultado:
Figura 4.17 – Curva Atual - Associação B-02/B-03/B-04
4.4.3. Comparação entre as curvas
4.4.3.1. Comparação da Associação B-01/B-02/B-03
Abaixo, a comparação entre a curva de associação atual (azul) com a curva
original (laranja):
Figura 4.18 – Curva Atual x Original - Associação B-01/B-02/B-03
y = -3E-05x2 - 0,0342x + 113,76
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva Atual - Associação B-02/B-03/B-04
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Comparação da Associação B-01/B-02/B-03
49
4.4.3.2. Comparação da Associação B-01/B-02/B-04
Abaixo, a comparação entre a curva de associação atual (azul) com a curva
original (laranja):
Figura 4.19 – Curva Atual x Original - Associação B-01/B-02/B-04
4.4.3.3. Comparação da Associação B-01/B-03/B-04
Abaixo, a comparação entre a curva de associação atual (azul) com a curva
original (laranja):
Figura 4.20 – Curva Atual x Original - Associação B-01/B-03/B-04
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Comparação da Associação B-01/B-02/B-04
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Comparação da Associação B-01/B-03/B-04
50
4.4.3.4. Comparação da Associação (B-02/B-03/B-04)
Abaixo, a comparação entre a curva de associação atual (azul) com a curva
original (laranja):
Figura 4.21 – Curva Atual x Original - Associação B-02/B-03/B-04
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
110,0
0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0 1400,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Comparação da Associação B-02/B-03/B-04
51
5. Análise dos acionadores do Sistema
Para a análise da potência adequada aos acionadores das bombas,
consideramos a maior potência requerida em toda a região de operação, o que para
bombas de combate a incêndio, significa dizer a maior potência encontrada entre a
região de shut-off (vazão nula) e o ponto de vazão igual a 150% da vazão nominal do
equipamento.
O critério adotado é devido à grande variação no ponto de operação da bomba
de acordo com o cenário e com a quantidade de bombas utilizadas para o combate ao
foco de incêndio. Desta forma, existem grandes variações de vazão, tanto para valores
menores como para maiores que a vazão nominal.
Quanto à margem de segurança adotada para a seleção dos motores, baseados
nas recomendações das normas [6,8], decidimos por utilizar uma sobra de 10% para as
potências disponíveis pelos acionadores.
Quanto à transmissão de potência entre o acionador e a bomba, em três dos
quatro conjuntos moto-bomba, existe a necessidade de mudança de sentido de rotação
do eixo, por possuírem eixos concorrentes, isto é, o motor está na posição horizontal
enquanto a bomba na direção vertical. Para possibilitar essa transmissão, são utilizadas
engrenagens cônicas.
Conforme indicado pela NFPA 20 [7], devemos levar em conta a perda de
potência na transmissão, durante o dimensionamento do acionador. O valor para a
eficiência de transmissão foi retirado da tabela abaixo:
Figura 5.1 – Eficiência de Transmissão ( www.mecatronicaatual.com.br –
Originalmente publicado na revista Mecatrônica Atual Nº42)
Desta forma, utilizamos o valor de 0,98, para o rendimento da transmissão por
engrenagens cônicas, em nossos cálculos.
52
5.1. Bombas Ingersoll Dresser Pumps (B-01 / B-02)
Através da curva de catálogo, obtivemos a potência requerida pela bomba por
estágio, para seu diâmetro máximo. Através de semelhança adimensional, calculamos
a potência requerida para o diâmetro atual e multiplicamos pelo número de estágios. Ao
final, levamos em conta a diferença de massa específica entre o fluido utilizado no teste
de performance, água doce, e o fluido em que a bomba opera, água salgada. Desta
forma, geramos a curva original de potência requerida por vazão, como vemos abaixo:
Figura 5.2 – Curva Original de Potência Requerida das Bombas B-01 / B-02
Assim, temos que a potência máxima requerida pela bomba ocorre no ponto de
150% de sua vazão nominal, 360 m³/h, e possui o valor de 71 kW. Levando em conta a
margem de segurança, esse valor aumenta para 78,1 kW.
Para a bomba B-01, acionada por motor elétrico, não há transmissão, visto que
o motor se encontra acoplado diretamente ao eixo da bomba. Assim, o motor atual do
conjunto possui potência de 90 kW e é capaz de atender à potência requerida pela
bomba, de 78,1 kW.
Para a bomba B-02, acionada por motor diesel, existe uma transmissão dotada
de engrenagens cônicas para possibilitar seu acionamento, que possui rendimento de
98%. Assim, o motor atual que possui potência de 123 kW é capaz de atender à potência
requerida pela bomba, de 79,7 kW.
50,0
54,0
58,0
62,0
66,0
70,0
74,0
78,0
0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0
Po
tên
cia
(kW
)
Vazão (m³/h)
Potência Requerida - Bombas B-01 / B-02
53
5.2. Bombas Esco (B-03 / B-04)
Através da curva original das bombas, obtida por teste de desempenho, antes
de serem entregues ao terminal, obtivemos a potência requerida pela bomba para as
bombas operando com água salgada. A curva de potência requerida por vazão se
encontra abaixo:
Figura 5.3 – Curva Original de Potência Requerida das Bombas B-03 / B-04
Assim, temos que a potência máxima requerida pela bomba ocorre entre o ponto
de vazão nominal e o ponto de 150% de sua vazão nominal, no valor de 300 m³/h, com
uma potência requerida de 89 kW. Levando em conta a margem de segurança, esse
valor aumenta para 98,9 kW.
Ambas as bombas (B-03/B-04) possuem mesmo motor e uma transmissão
dotada de engrenagens cônicas para possibilitar seu acionamento, que possui
rendimento de 98%. Ao considerar o rendimento da transmissão, temos que a potência
disponível pelos acionadores deve ser de pelo menos 90,8 kW. Ao somar os 10%
referentes à margem de segurança, esse valor aumenta para 100,9 kW.
Ocorre que os acionadores das bombas, de fabricante MWM, possuem potência
nominal de 91,9 kW. Desta forma, a potência disponível pelo acionador é superior à
potência requerida pela bomba em sua situação mais crítica, mas não possui margem
para erro, visto que o valor não é capaz de cobrir a margem de segurança adotada.
60,0
65,0
70,0
75,0
80,0
85,0
90,0
95,0
0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0
Po
tên
cia
(kW
)
Vazão (m³/h)
Potência Requerida - Bombas B-03 / B-04
54
6. Ponto de Operação do Sistema
Neste capítulo, buscamos obter o ponto de operação tanto atual como original
dos diferentes cenários de associação das bombas de nosso sistema. Para isso,
calculamos o ponto de operação numericamente, ao separar nosso sistema em nós,
calculando a perda de carga em cada trecho de tubulação e acessório de incêndio. De
forma a conferir nossos cálculos, validando-os, calculamos também a curva do sistema,
obtendo, o ponto de operação através do ponto de encontro da curva de associação
com a curva do sistema.
Para o cálculo da perda de carga dos acessórios de incêndio, nos utilizamos das
curvas oferecidas pelos fabricantes, enquanto para os trechos de tubulação, calculamos
o comprimento equivalente de cada trecho e então suas curvas de perda de carga.
Para o cálculo da perda de carga dos trechos de tubulação, foi utilizado o método
de Hazen-Williams, método válido para diâmetros acima de 50 mm e escoamento com
água [4]. A avaliação do estado interno das tubulações a partir da determinação do fator
“C” não foi realizada, pois a rede de combate a incêndio, que possui revestimento de
epóxi para operação com água salgada, é nova e não são esperadas perdas de carga
adicionais às perdas calculadas no projeto. Para nosso caso, por possuir revestimento
interno, adotamos o valor de C igual a 120, conforme indicado por norma interna.
Devido ao fato da vazão no sistema de aspersão de água, somada à vazão no
hidrante, representarem entre 20 e 30% da vazão total do sistema, não podemos fazer
a simplificação de desprezá-las em nossos cálculos do fluxo que passa por cada trecho.
Assim, nos pontos onde surgem ramificações para o sistema de aspersão de água ou
para o hidrante, consideramos a existência de um sumidouro, com fluxo de vazão igual
à prevista por projeto.
Desta forma, para obter as vazões e pressões de cada trecho do sistema, nós
fixamos a vazão que será entregue para os ramais do hidrante e do sistema de aspersão
de água e deixamos variar a vazão e pressão nos canhões monitores e nas bombas,
utilizando a ferramenta Solver do Software Excel, de forma que a solução convirja
quando a pressão de saída do fluido se iguale à atmosférica, condição esta esperada
para regime permanente.
Como o sistema é anular, para o cálculo da curva do sistema, fizemos as
seguintes considerações: A curva do sistema é calculada levando em conta sempre a
vazão referente ao canhão monitor mais distante, A vazão do sistema de aspersão e
hidrantes são fixadas de acordo com o projeto, A vazão de ambos os canhões monitores
são iguais, conforme é esperado por projeto.
55
Vale notar, ainda, que as bombas se encontram a uma altura de 6,7 metros
acima do nível do mar, tal como a tubulação de incêndio. Já os canhões monitores, eles
se encontram instalados em torres, 12 metros acima do nível da tubulação.
6.1. Dados de Projeto
De acordo com o projeto, as vazões mínimas para o sistema são as que seguem:
Tabela 6.1 – Vazões mínimas de Projeto
Ponto m³/h
J4 4,48
J15 48,91
J18 37,11
J11 2,42
J13 8,96
Hidrante 60
Monitor 1 227
Monitor 2 227
Total 615,88
Assim, mesmo se nosso sistema atual não obtiver o desempenho igual ao
original, nosso sistema ainda estará de acordo com o projeto no caso de ambos os
canhões monitores disponibilizarem uma vazão de 227 m³/h, o que corresponde a uma
vazão total do sistema de 615,88 m³/h.
Vale lembrar que, como dito anteriormente, cada um dos nós, além dos
referentes aos hidrantes e canhões monitores, representam uma ramificação do sistema
de aspersão de água.
6.2. Curva do Sistema
O cálculo da curva do sistema foi feito em duas etapas. Primeiramente,
calculamos a perda de carga do canhão monitor e do esguicho, de acordo com as curvas
do fabricante. Em seguida, calculamos a perda de carga dos trechos de tubulação.
Somamos as duas curvas, gerando a curva total do sistema.
56
6.2.1. Acessórios de combate a Incêndio
6.2.1.1. Esguicho
Para encontrar a relação entre a pressão e a vazão no esguicho dos canhões
monitores, utilizamos a curva abaixo, oferecida pela fabricante, referente à condição de
neblina total, visto que os canhões não necessitam uma atuação de ampla distância em
nosso cenário e possuem o objetivo apenas de resfriamento das superfícies das
embarcações.
Figura 6.1 – Pressão x Vazão - Esguicho
6.2.1.2. Canhão Monitor
Para o cálculo da perda de carga dos canhões monitores, utilizamos a seguinte
curva, oferecida pelo fabricante:
Figura 6.2 – Perda de Carga x Vazão - Canhão Monitor
y = 0,2085x - 79,74
0
10
20
30
40
50
60
520 540 560 580 600 620 640
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Esguicho
y = 0,0001x2 - 0,0512x + 7,9136
0
5
10
15
20
25
30
300 350 400 450 500 550 600 650 700
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Canhão Monitor
57
6.2.1.3. Acessórios de Combate a Incêndio
Somando as duas curvas obtidas, geramos a curva de perda de carga dos
acessórios de combate a incêndio:
Figura 6.3 – Perda de Carga dos Acessórios de Incêndio
6.2.2. Trechos de tubulação
Para o cálculo da curva do sistema, primeiramente calculamos os comprimentos
equivalentes dos trechos de tubulação do nosso sistema, ao somar o comprimento
equivalente de cada acessório presente nesse trecho, de acordo com as tabelas do
anexo 1. Assim, obtivemos a seguinte tabela de comprimento equivalente:
Tabela 6.2 – Comprimentos Equivalentes
Tabela de Comprimentos Equivalentes
Trecho Leq (m) Trecho Leq (m)
B-001 – P1 47,13 J5 – J4 129,47
B-002 – P1 51,83 J4 - J9 2,7
P1 – J2 29,51 J3 -J7 66,54
B-003 – P3 61,57 J7 - Monitor 1 35,91
B-004 – P2 62,37 J7 - J18 29
P2 – P4 19,29 J18 - J13 35,92
P3 – P4 19,29 J13 - J15 47,62
P4 – J2 9,15 J15 - J11 18,6
J2 - J3 190,64 J11 - J9 8,1
J3 - J5 45,47 J9 - Monitor 2 37,37
y = 0,2723x - 104,16
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
400 450 500 550 600 650 700
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Acessórios de Combate a Incêndio
Esguicho
Canhão Monitor
Total
58
Com a tabela de comprimentos equivalentes em mãos, variamos a vazão do
canhão monitor mais distante, obtendo a perda de carga em cada situação e gerando a
curva de perda de carga para os trechos de tubulação:
Figura 6.4 – Perda de Carga dos trechos de tubulação
6.2.3. Curva do Sistema
Conhecendo tanto a perda de carga causada pelos trechos de tubulação, como
a perda de carga devido aos acessórios de incêndio, geramos a seguinte curva de
sistema, em função da vazão do canhão monitor mais distante:
Figura 6.5 – Curva do Sistema
y = 2E-05x2 - 0,0005x + 18,667
0
5
10
15
20
25
30
450 500 550 600 650 700 750 800 850
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Trechos de Tubulação
Headdinâmico
HeadEstático
Head total
y = 0,3033x - 93,034
0
20
40
60
80
100
120
450 500 550 600 650 700
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Curva do Sistema
Curva doSistema
Perda deCarga -Acessórios deIncêndio
Perda deCarga -Trechos deTubulação
59
6.3. Ponto de Operação Original
6.3.1. Cenário 1 – Bombas B-01 / B-02 / B-03
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.3 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq (m) hf (m) Hf (m) dZ
B-001 – P1 92,234 165,828 0,254 47,130 0,187 85,347 6,700
B-002 – P1 92,252 165,662 0,254 51,830 0,206 85,347 6,700
B-003 – P3 92,330 280,066 0,254 61,570 0,646 84,984 6,700
B-004 – P2 130,930 0,000 0,254 62,370 0,000 124,230 6,700
P3 – P4 85,046 280,066 0,305 19,290 0,083 84,963 0,000
P2 – P4 124,230 0,000 0,305 19,290 0,000 84,963 0,000
P1 – J2 85,347 331,490 0,254 29,510 0,423 84,923 0,000
P4 – J2 84,963 280,066 0,305 9,150 0,039 84,923 0,000
J2 - J3 84,923 611,556 0,305 190,640 3,486 81,438 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 81,438 263,796 0,305 45,470 0,176 81,262 0,000
J5 - J4 81,262 203,796 0,305 129,470 0,310 80,952 0,000
J4 - J9 80,952 199,316 0,305 2,700 0,006 80,945 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 81,438 347,760 0,305 66,540 0,428 81,010 0,000
J7 - J18 81,010 122,843 0,305 29,000 0,027 80,983 0,000
J18 - J13 80,983 85,733 0,305 35,920 0,017 80,966 0,000
J13 - J15 80,966 76,773 0,305 47,620 0,019 80,947 0,000
J15 - J11 80,947 27,863 0,305 18,600 0,001 80,946 0,000
J11 - J9 80,946 25,443 0,305 8,100 0,000 80,945 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 81,010 224,917 0,203 35,910 0,744 68,266 12,000
Monitor 1 - atm 68,266 224,917 68,266 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 80,945 224,759 0,2032 37,370 0,774 68,172 12,000
Monitor 2 - atm 68,172 224,759 68,172 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.4 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 165,83 92,23
Q2 165,66 92,25
Q3 280,07 92,33
Q4 0,00 130,93
60
Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.6 – Ponto de Operação Original – Associação B-01/B-02/B-03
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 614 m³/h e Head de
93 m, muito próximo dos valores encontrados numericamente, de 612 m³/h e 92 m,
validando assim nossa resposta. Vale notar que são valores muito próximos aos
previstos em projeto, de 615,88 m³/h.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 550,0 600,0 650,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Original - B-01/B-02/B-03
61
6.3.1. Cenário 2 – Bombas B-01 / B-03 / B-04
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.5 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq hf (m) Hf (m) dZ
B-001 – P1 97,328 115,143 0,254 47,130 0,095 90,532 6,700
B-002 – P1 105,080 0,000 0,254 51,830 0,000 90,532 6,700
B-003 – P3 97,863 257,071 0,254 61,570 0,551 90,612 6,700
B-004 – P2 97,871 257,037 0,254 62,370 0,558 90,613 6,700
P3 – P4 90,665 257,071 0,305 19,290 0,071 90,594 0,000
P2 – P4 90,665 257,037 0,305 19,290 0,071 90,594 0,000
P1 – J2 90,532 115,143 0,254 29,510 0,060 90,473 0,000
P4 – J2 90,594 514,108 0,305 9,150 0,121 90,473 0,000
J2 - J3 90,473 629,251 0,305 190,640 3,675 86,798 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 86,798 270,543 0,305 45,470 0,184 86,613 0,000
J5 - J4 86,613 210,543 0,305 129,470 0,330 86,284 0,000
J4 - J9 86,284 206,063 0,305 2,700 0,007 86,277 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 86,798 358,707 0,305 66,540 0,453 86,345 0,000
J7 - J18 86,345 124,940 0,305 29,000 0,028 86,317 0,000
J18 - J13 86,317 87,830 0,305 35,920 0,018 86,299 0,000
J13 - J15 86,299 78,870 0,305 47,620 0,020 86,279 0,000
J15 - J11 86,279 29,960 0,305 18,600 0,001 86,278 0,000
J11 - J9 86,278 27,540 0,305 8,100 0,000 86,277 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 86,345 233,768 0,203 35,910 0,799 73,545 12,000
Monitor 1 – atm 73,545 233,768 73,545 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 86,277 233,603 0,2032 37,370 0,831 73,446 12,000
Monitor 2 – atm 73,446 233,603 73,446 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.6 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 115,14 97,33
Q2 0,00 105,08
Q3 257,07 97,86
Q4 257,04 97,87
62
Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.7 – Ponto de Operação Original – Associação B-01/B-03/B-04
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 631 m³/h e Head de
99 m, muito próximo dos valores encontrados numericamente, de 629 m³/h e 98 m,
validando assim nossa resposta. Vale notar também que é um valor maior que o mínimo
previsto por projeto, de 615,88 m³/h.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 520,0 540,0 560,0 580,0 600,0 620,0 640,0 660,0 680,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Original - B-01/B-03/B-04
63
6.4. Ponto de Operação Atual
6.4.1. Cenário 1 – Bombas B-01 / B-02 / B-03
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.7 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq Hf (m) Pf (m) dZ
B-001 – P1 79,915 178,554 0,254 47,130 0,215 73,000 6,700
B-002 – P1 80,017 209,452 0,254 51,830 0,318 73,000 6,700
B-003 – P3 79,456 182,893 0,254 61,570 0,293 72,463 6,700
B-004 – P2 118,280 0,000 0,254 62,370 0,000 111,580 6,700
P3 – P4 72,489 182,893 0,305 19,290 0,038 72,452 0,000
P2 – P4 111,580 0,000 0,305 19,290 0,000 72,452 0,000
P1 – J2 73,000 388,007 0,254 29,510 0,566 72,433 0,000
P4 – J2 72,452 182,893 0,305 9,150 0,018 72,434 0,000
J2 - J3 72,434 570,900 0,305 190,640 3,069 69,365 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 69,365 248,297 0,305 45,470 0,157 69,208 0,000
J5 - J4 69,208 188,297 0,305 129,470 0,268 68,940 0,000
J4 - J9 68,940 183,817 0,305 2,700 0,005 68,935 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 69,365 322,603 0,305 66,540 0,372 68,993 0,000
J7 - J18 68,993 118,021 0,305 29,000 0,025 68,968 0,000
J18 - J13 68,968 80,911 0,305 35,920 0,016 68,952 0,000
J13 - J15 68,952 71,951 0,305 47,620 0,017 68,936 0,000
J15 - J11 68,936 23,041 0,305 18,600 0,001 68,935 0,000
J11 - J9 68,935 20,621 0,305 8,100 0,000 68,935 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 68,993 204,582 0,203 35,910 0,624 56,368 12,000
Monitor 1 - atm 56,368 204,582 56,368 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 68,935 204,438 0,2032 37,370 0,649 56,286 12,000
Monitor 2 - atm 56,286 204,438 56,285 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.8 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 178,55 79,91
Q2 209,45 80,02
Q3 182,89 79,46
Q4 0,00 118,28
64
Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.8 – Ponto de Operação Atual – Associação B-01/B-02/B-03
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 571 m³/h e Head de
80 m, iguais aos valores encontrados numericamente.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 550,0 600,0 650,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Atual - B-01/B-02/B-03
65
6.4.2. Cenário 2 – Bombas B-01 / B-02 / B-04
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.9 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq (m) hf (m) Hf (m) dZ
B-001 – P1 83,337 162,856 0,254 47,130 0,181 76,456 6,700
B-002 – P1 83,428 192,678 0,254 51,830 0,272 76,456 6,700
B-003 – P3 113,560 0,000 0,254 61,570 0,000 76,016 6,700
B-004 – P2 83,160 227,012 0,254 62,370 0,444 76,016 6,700
P3 – P4 76,016 0,000 0,305 19,290 0,000 76,001 0,000
P2 – P4 76,057 227,012 0,305 19,290 0,056 76,001 0,000
P1 – J2 76,456 355,534 0,254 29,510 0,482 75,974 0,000
P4 – J2 76,001 227,012 0,305 9,150 0,027 75,974 0,000
J2 - J3 75,974 582,546 0,305 190,640 3,186 72,789 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 72,789 252,736 0,305 45,470 0,162 72,626 0,000
J5 - J4 72,626 192,736 0,305 129,470 0,280 72,346 0,000
J4 - J9 72,346 188,256 0,305 2,700 0,006 72,341 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 72,789 329,810 0,305 66,540 0,388 72,401 0,000
J7 - J18 72,401 119,403 0,305 29,000 0,026 72,375 0,000
J18 - J13 72,375 82,293 0,305 35,920 0,016 72,359 0,000
J13 - J15 72,359 73,333 0,305 47,620 0,017 72,342 0,000
J15 - J11 72,342 24,423 0,305 18,600 0,001 72,341 0,000
J11 - J9 72,341 22,003 0,305 8,100 0,000 72,341 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 72,401 210,407 0,203 35,910 0,658 59,743 12,000
Monitor 1 - atm 59,743 210,407 59,743 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 72,341 210,259 0,2032 37,370 0,684 59,657 12,000
Monitor 2 - atm 59,657 210,259 59,657 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.10 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 162,86 83,34
Q2 192,68 83,43
Q3 0,00 113,56
Q4 227,01 83,16
66
Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.9 – Ponto de Operação Atual – Associação B-01/B-02/B-04
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 580 m³/h e Head de
83 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 583 m³/h e 83 m.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 520,0 540,0 560,0 580,0 600,0 620,0 640,0 660,0 680,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Atual - B-01/B-02/B-04
67
6.4.3. Cenário 3 – Bombas B-01 / B-03 / B-04
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.11 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq hf (m) Hf (m) dZ
B-001 – P1 81,517 171,290 0,254 47,130 0,199 74,618 6,700
B-002 – P1 110,500 0,000 0,254 51,830 0,000 74,618 6,700
B-003 – P3 81,550 174,122 0,254 61,570 0,268 74,582 6,700
B-004 – P2 81,735 232,274 0,254 62,370 0,463 74,572 6,700
P3 – P4 74,606 174,122 0,305 19,290 0,034 74,572 0,000
P2 – P4 74,615 232,274 0,305 19,290 0,059 74,556 0,000
P1 – J2 74,618 171,290 0,254 29,510 0,125 74,493 0,000
P4 – J2 74,572 406,396 0,305 9,150 0,078 74,493 0,000
J2 - J3 74,493 577,686 0,305 190,640 3,137 71,357 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 71,357 250,884 0,305 45,470 0,160 71,196 0,000
J5 - J4 71,196 190,884 0,305 129,470 0,275 70,921 0,000
J4 - J9 70,921 186,404 0,305 2,700 0,005 70,916 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 71,357 326,803 0,305 66,540 0,381 70,975 0,000
J7 - J18 70,975 118,826 0,305 29,000 0,026 70,950 0,000
J18 - J13 70,950 81,716 0,305 35,920 0,016 70,934 0,000
J13 - J15 70,934 72,756 0,305 47,620 0,017 70,917 0,000
J15 - J11 70,917 23,846 0,305 18,600 0,001 70,916 0,000
J11 - J9 70,916 21,426 0,305 8,100 0,000 70,916 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 70,975 207,976 0,203 35,910 0,644 58,332 12,000
Monitor 1 - atm 58,332 207,976 58,332 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 70,916 207,830 0,2032 37,370 0,669 58,247 12,000
Monitor 2 - atm 58,247 207,830 58,247 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.12 – Ponto de Operação das bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 171,29 81,52
Q2 0,00 110,50
Q3 174,12 81,55
Q4 232,27 81,73
68
Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.10 – Ponto de Operação Atual – Associação B-01/B-03/B-04
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 577 m³/h e Head de
82 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 578 m³/h e 82 m.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 550,0 600,0 650,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Atual - B-01/B-03/B-04
69
6.4.4. Cenário 4 – Bombas B-02/B-03/B-04
Ao calcular as vazões e pressões em cada ponto, geramos a seguinte tabela:
Tabela 6.13 – Cálculo das Pressões e Vazões nos trechos do Sistema
Bombas até J3
Trecho Hi (m) Qi (m³/h) D (m) Leq hf (m) Hf (m) dZ
B-001 – P1 110,120 0,000 0,254 47,130 0,000 76,533 6,700
B-002 – P1 83,505 192,292 0,254 51,830 0,271 76,533 6,700
B-003 – P3 83,407 166,174 0,254 61,570 0,246 76,462 6,700
B-004 – P2 83,590 225,404 0,254 62,370 0,438 76,452 6,700
P3 – P4 76,484 166,174 0,305 19,290 0,032 76,452 0,000
P2 – P4 76,492 225,404 0,305 19,290 0,056 76,437 0,000
P1 – J2 76,533 192,292 0,254 29,510 0,154 76,379 0,000
P4 – J2 76,452 391,578 0,305 9,150 0,073 76,379 0,000
J2 - J3 76,379 583,870 0,305 190,640 3,199 73,180 0,000
J3 - J9 (cima)
J3 - J5 73,180 253,241 0,305 45,470 0,163 73,017 0,000
J5 - J4 73,017 193,241 0,305 129,470 0,281 72,735 0,000
J4 - J9 72,735 188,761 0,305 2,700 0,006 72,730 0,000
J3 - J9 (baixo)
J3 - J7 73,180 330,629 0,305 66,540 0,390 72,790 0,000
J7 - J18 72,790 119,560 0,305 29,000 0,026 72,764 0,000
J18 - J13 72,764 82,450 0,305 35,920 0,016 72,748 0,000
J13 - J15 72,748 73,490 0,305 47,620 0,017 72,731 0,000
J15 - J11 72,731 24,580 0,305 18,600 0,001 72,730 0,000
J11 - J9 72,730 22,160 0,305 8,100 0,000 72,730 0,000
J7 - Monitor 1
J7 - Monitor 1 72,790 211,069 0,203 35,910 0,662 60,129 12,000
Monitor 1 - atm 60,129 211,069 60,128 0,000
J9 - Monitor 2
J9 - Monitor 2 72,730 210,921 0,2032 37,370 0,688 60,042 12,000
Monitor 2 - atm 60,042 210,921 60,042 0,000
Abaixo, as vazões e Heads para cada uma das bombas:
Tabela 6.14 – Ponto de Operação das Bombas do Sistema
Bomba Vazão (m³/h) Head (m)
Q1 0,00 110,12
Q2 192,29 83,50
Q3 166,17 83,41
Q4 225,40 83,59
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Como forma de validar os cálculos do programa, procuramos obter o ponto de
operação, também, através do cruzamento da curva de associação de bombas com a
curva do sistema. Desta forma, geramos o seguinte gráfico de Curva do Sistema x Curva
da Associação:
Figura 6.11 – Ponto de Operação Atual – Associação B-02/B-03/B-04
Logo, temos que o ponto de operação ocorre na vazão de 582 m³/h e Head de
84 m, muito próximos dos valores encontrados numericamente, de 584 m³/h e 83,5 m.
40
50
60
70
80
90
100
110
120
500,0 550,0 600,0 650,0 700,0
Hea
d (
m)
Vazão (m³/h)
Ponto de Operação Atual - B-02/B-03/B-04
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7. Conclusão
No capítulo 4, tivemos a oportunidade de verificar a adequação das bombas aos
requisitos das normas de Incêndio. Nas condições originais, as quatro bombas
respeitam as normas NFPA 20 e 25. Porém, todas elas demonstraram desempenho
abaixo do original, indicando possível desgaste de seus componentes. Desta forma, nas
condições atuais, elas não atendem aos requisitos de ambas as normas NFPA 20 e 25.
No capítulo 5, analisamos a conformidade das potências disponíveis pelos
acionadores com a potência requerida por suas bombas. Os acionadores das bombas
Ingersoll Dresser Pumps (B-01/B-02), em suas condições originais, possuem potência
suficiente para atender às potências requeridas pelas bombas, sendo o acionador da
bomba B-02 superdimensionado, tendo potência disponível com sobra maior que 50%
em relação à requerida. Os acionadores das bombas Esco (B-03/B-04), já em suas
condições originais, possuem potência praticamente igual à potência requerida por suas
bombas, não possuindo margem de segurança.
Vale lembrar que, do ponto de vista da potência requerida pelas bombas,
esperamos que seu valor atual seja maior do que o valor de projeto, por conta do
desgaste natural dos componentes e consequente perda de rendimento. Porém, tendo
em vista que as bombas devem ter seus componentes recuperados, sugerimos uma
posterior reavaliação das curvas de potência requerida das bombas, logo que as
bombas voltarem do reparo.
Desta forma, é recomendado alterar os acionadores após a reavaliação das
curvas de potência requerida das bombas. Devemos optar por motores que
disponibilizem potências mais adequadas às bombas, conforme os cálculos
apresentados no capítulo 5, o que significa dizer motores de maiores potências para as
bombas B-03 e B-04 e de menor potência para a bomba B-02.
No capítulo 6, analisamos o sistema como um todo, no que tange ao ponto de
operação e às vazões e pressões nos diferentes trechos do sistema. Ao analisar tanto
as condições atuais como os originais, concluímos que, originalmente, o sistema é sim
capaz de atender às demandas de projeto. Porém, ao simular as pressões e vazões no
estado atual das bombas, os canhões monitores demonstraram vazões 10% inferiores
às previstas.
Assim, de acordo com as premissas adotadas no capítulo, o plano de ação
consiste em enviar as bombas do sistema para reparo, buscando restaurar suas
características originais.
Vale lembrar que as bombas devem ser enviadas uma por vez, de forma a não
deixar o sistema desguarnecido, em caso de incêndio. Devemos, primeiramente,
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reparar a bomba B-01, visto que a associação B-02/B-03/B-04 é a que fornece a vazão
mais próxima do valor previsto em projeto, entre as quatro opções de associações.
Por fim, recomenda-se que os testes de vazão nas bombas de incêndio sejam
realizados anualmente, conforme requisito da NFPA 25, a fim de garantir a segurança
da instalação.
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Referências Bibliográficas
[1] ANP, O Gás Natural Liquefeito no Brasil – Experiência da ANP na implantação
dos projetos de importação de GNL, Rio de Janeiro, 2010.
[2] DANTAS, LUIS OLAVO, GNL – Descrição do Sistema, 2013.
<http://www.gasnet.com.br/gnl_descricao.asp> (acessado em 15/02/2016)
[3] DE MATTOS, EDSON E., DE FALCO, REINALDO, Bombas Industriais, 2ª
Ed, Rio de Janeiro, Interciência 1998.
[4] FOX, ROBERT W., MCDONALD, ALAN T., PRITCHARD, PHILIP J.,
Introdução à Mecânica dos Fluidos, 6ª Ed. LTC 2006.
[5] DA SILVA, MARCOS A., Manual de Treinamento KSB - Seleção e Aplicação
de Bombas Centrífugas, 5ª Ed., 2003.
[6] API 610 – Centrifugal Pumps For General Refinery Service, 11ª edição –
Setembro, 2010.
[7] NFPA 25 – Standard for the inspections, testing, and maintenance of water-
based fire protection systems, 2011 Edition.
[8] NFPA 20 - Standard for the Installation of Stationary Pumps for Fire
Protection, 2013 Edition.
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Anexo 1 – Tabelas de Perda de Carga
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Anexo 2 – Verificação dos cálculos do programa
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