Limpeza de tubulações por metodologia polly pigs para recuperação do fator C de hazen-williams / Pipe cleaning by polly pigs methodology for hazen-williams factor C

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761

Limpeza de tubulações por metodologia polly pigs para recuperação do fator C

de hazen-williams

Pipe cleaning by polly pigs methodology for hazen-williams factor C

DOI:10.34117/bjdv6n7-543

Recebimento dos originais: 15/06/2020 Aceitação para publicação: 21/07/2020

Fábio Tavares Santos

Bacharel em Engenharia Mecânica pelo Centro Universitário Newton Paiva - FACET – Faculdade de Ciências Exatas e Tecnologia

Energy Consulting

2815 Directors Row STE 100, OFFICE 673. Orlando, FL - USA E-mail: eng.fabiotavares@gmail.com

RESUMO

Em um sistema de bombeamento de água, com o passar do tempo, a tubulação de recalque sofre aumento gradativo de rugosidade superficial em sua parede interna. Na maioria dos casos, esse aumento de rugosidade é devido aos efeitos da corrosão ou da incrustação. Por esse motivo, o sistema passa a ter maiores perdas de cargas, elevando assim a altura manométrica do sistema e, consequentemente, reduzindo a capacidade de vazão total bombeada. Através da Equação de

Hazen-Williams, que determina o coeficiente do envelhecimento da tubulação e, por consequência, a sua

rugosidade interna, é feita uma análise do aumento de energia empregada para bombear o mesmo volume de água, uma vez que o tubo se encontra internamente incrustado. Ao efetuar a limpeza da tubulação de recalque com a utilização de Polly Pigs, duas opções poderão ser utilizadas: manter a vazão, usinando o rotor das bombas e economizando energia, ou bombear maior volume de água com a mesma capacidade dos motores existentes.

Palavras-chaves: Polly Pigs. Hazen-Williams. Fator C. Perda de Carga. ABSTRACT

Regarding a water pumping system, as time passes by, the discharge pipeline undergoes a gradual increase of superficial roughness of its internal wall. In most cases, this increase of roughness is due to corrosion or incrustation effects. For that reason, the system is going to have larger load losses, rising the manometric height of the system and, consequently, reducing the total pumped flow. Through the Hazen-Williams equation, which determines the aging coefficient of the pipeline and therefore its internal roughness, an analysis is made for the energy increase used to pump the same water volume, once the pipe is internally incrusted. When cleaning the discharge pipeline using Polly Pigs, two options can be used: to keep the flow by machining the pump impeller and saving energy, or to pump greater volume of water maintaining the same existing motor capacity.

Keywords: Polly Pigs. Hazen-Williams. C Factor. Load Loss. 1 INTRODUÇÃO

Sistemas de bombeamento com máxima eficiência abrangem uma série de ações de projeto, dimensionamentos e montagens necessárias para sua correta operação. Ao serem implantados,

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requerem, com o passar do tempo, uma contínua manutenção de suas instalações, visando à garantia de equilíbrio e, principalmente, da demanda de energia.

Ações e soluções de simples e de fácil implantação, sem a necessidade de grandes estudos ou investimentos, são capazes de realizar uma diminuição dos custos através do consumo de energia. Na engenharia, no campo prático, utilizam-se parâmetros que influenciam na redução das demandas de energia, como superdimensionamento de motores, motores operando em vazio, utilização de grande quantidade de motores de pequena potência, redução da altura manométrica e das perdas de carga de um sistema.

As tubulações, com o passar do tempo, sofrem um aumento em sua espessura interna, causada por incrustações. Essas são responsáveis pelo aumento na rugosidade interna, reduzindo a capacidade de escoamento dos fluidos, aumentando a perda de carga e acrescendo o consumo de energia elétrica. Para a redução das perdas de cargas, um recurso ainda pouco conhecido nas indústrias é a utilização da limpeza das tubulações pela metodologia Polly Pigs. Esse dispositivo consiste em um corpo de espuma de poliuretano em forma de “bala”, que pode ter várias densidades e revestimentos.

A utilização dos Polly Pigs ou dos raspadores de arraste hidráulico tem a vantagem de praticamente não interromper a operação normal de sistemas de abastecimento, devido à rapidez de realização do serviço de limpeza. Seu respectivo tipo utilizado em uma limpeza depende sempre da natureza da incrustação, do material e comprimento do duto.

Justifica-se neste artigo a pesquisa sobre o tema, bem como a análise dos dados fornecidos por uma empresa de engenharia – variáveis como vazão e altura manométrica – de um sistema de bombeamento antes e após a utilização da metodologia de limpeza por Polly Pigs. Partindo da limpeza dos condutos, almeja-se apresentar e analisar os dados finais do Fator C de Hazen-Williams, da vazão e de outros dados que sejam necessários, para confrontá-los com os indicativos da situação anterior e emitir as conclusões finais sobre o tema.

Portanto, constitui como objetivo geral deste artigo demonstrar um estudo sobre o processo de limpeza de tubulações utilizando metodologia Polly Pigs para recuperação do Fator C de Hazen-Williams e suas implicações em um sistema de bombeamento, com os seguintes objetivos específicos:

 Levantamento de dados, descrição, análise e aplicação de um caso que envolva as variáveis vazão, altura manométrica, perdas de carga e cálculo de Fator C de Hazen-Williams antes e após a limpeza dos condutos por Polly Pigs;

 Apresentar os resultados do consumo específico e consumo energético antes e após a realização da limpeza com o uso dos Polly Pigs.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 PERDA DE CARGA

Nos sistemas de bombeamento, é comum a ocorrência de aumento gradativo de rugosidade superficial em sua espessura interna. Esse fator, conhecido como formação de incrustações, segundo Netto (2014), é um fenômeno que pode ocorrer nas canalizações através da deposição progressiva de substâncias contidas nas águas, formando camadas aderentes, sendo essas, responsáveis pelo estado de conservação das paredes dos condutos. Carvalho (1999) relata que elas são uma das importantes variáveis para o aumento das perdas de carga, que por consequência elevam a altura manométrica do sistema, reduz gradativamente a vazão projetada e aumenta o consumo energético.

As perdas de carga são fatores consideráveis na projeção de sistemas de tubulações. Segundo Netto (2014), as perdas de carga em dutos ocorrem pela viscosidade presente nos fluidos e rugosidade existente na parede interna dos tubos, que consistem na existência de atrito nas paredes internas das tubulações e acessórios, oferecendo resistência ao escoamento do fluido. Entretanto, Baptista e Lara (2012) mencionam as perdas de carga em condutos na hidráulica como a transformação de parte da energia proveniente do escoamento de um fluido em calor, em que essa energia não pode ser mais recuperada na forma de energia cinética e/ou potencial. Logo, ao se projetar uma estação de bombeamento, deve-se considerar essa perda de energia.

Para efeito de estudo, a perda de carga em uma rede de bombeamento pode ser classificada da seguinte por dois tipos: perda de carga contínua e perda de carga localizada.

Segundo Netto (2014), a perda de carga contínua é a resistência do fluido em escoar ao longo dos dutos em uma rede de bombeamento, em que essa relutância é oriunda do atrito interno das partículas do fluido com a rugosidade presente nos tubos, proporcionando assim diferentes velocidades de escoamentos que são responsáveis pela dissipação de energia ao longo de todo o sistema de canalização.

Para o desenvolvimento do cálculo da perda de carga contínua, Baptista e Lara (2012) mencionam que ela é obtida por meio da relação dos parâmetros geométricos do escoamento no conduto e propriedades relevantes do fluido (2.1); resulta-se, assim, na equação universal de perda de carga, representada abaixo:

h’ = xL 2g 2 U x D f (2.1) Sendo:

h’: a perda de carga contínua em m; f: coeficiente de perda de carga;

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D: diâmetro do conduto em m; g: aceleração da gravidade em m/s2; L: comprimento do conduto em m.

Carvalho (1999) relata que o coeficiente de perda de carga “f” é um adimensional, sendo ele determinado pelo tipo de escoamento presente nos condutos. Segundo Baptista e Lara (2012), o cálculo do coeficiente de perda de carga está diretamente relacionado com tipo de escoamento apresentado pelo fluido no conduto. Abaixo, a fórmula usada para calcular o número de Reynolds (2.2):

Re = UxD

 (2.2)

Sendo:

Re: Número de Reynolds;

U: velocidade média de escoamento em m/s; D: diâmetro do tubo em m;

 : viscosidade cinemática do fluido em m2_/s.

Baptista e Lara (2012) relatam que, para escoamentos em regime laminar, o número de

Reynolds deve ser menor que 2000, em que esse coeficiente e obtido pela Equação de Hagem-Poiseulle (2.3): F = Re 64 (2.3) Sendo:

f: coeficiente de perda de carga; Re: Número de Reynolds.

Já no regime turbulento, segundo Baptista e Lara (2012), o número de Reynolds deve ser maior que 4000, em que se recomenda utilizar a expressão de Colebrook e White, pois o cálculo do coeficiente de perda de carga também depende da rugosidade relativa da tubulação, sendo calculado da seguinte forma: f 1 =            f x Re 2,51 3,7 D e x log 2 - _(2.4) Sendo: e: rugosidade;

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Em que a rugosidade relativa (e/D) pode ser obtida por intermédio do Ábaco (Figura 1) ou conforme ilustrado na Tabela 1.

TABELA 1: Valores das rugosidades internas de tubos.

Características da tubulação Rugosidade e (mm) Mínima Usual Média

1. Tubos de aço, juntas soldadas, interior contínuo: Grandes incrustações ou tuberculizações

2,4 7,0 12,2

Tuberculização geral de 1 a 3 mm 0,9 1,5 2,4 Pintura à brocha, com asfalto, esmalte ou betume 0,3 0,6 0,9 Leve enferrujamento 0,15 0,2 0,3 Revestimento obtido por asfalto quente 0,06 0,1 0,15 Revestimento com argamassa de cimento obtida por

centrifugação

0,05 0,1 0,15

Tubo revestido de esmalte 0,01 0,06 0,3 2. Tubos de concreto:

Superfície obtida por centrifugação _0,15 _0,3 _0,5 Superfície interna bastante lisa, executada com formas

metálicas

0,06 0,1 0,18

3. Tubos de cimento amianto _- _0,015 _0,025 4. Ferro galvanizado, fundido revestido: _0,06 _0,15 _0,3

Ferro fundido, não revestido, novo _0,25 _0,5 _1,0 Ferro fundido com corrosão _1,0 _1,5 _3,0 Ferro fundido com depósito _1,0 _2,0 _4,0 5. Latão, cobre, chumbo _0,04 _0,007 _0,010 6. Tubos de plástico – PVC _0,0015 _0,06 _-

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 FIGURA 1 – Ábaco Rugosidade Relativa das Tubulações

Fonte: CARVALHO, 1999, p. 36.

As perdas de carga localizadas, também chamadas de equivalentes ou localizadas são originadas por elementos que compõem a tubulação, exceto a tubulação propriamente dita. Portanto, são perdas de energia observadas em peças como curvas de 90° ou 45º, registros, válvulas, luvas, reduções e ampliações.

Adicionalmente às perdas de carga contínuas que ocorrem ao longo das tubulações, têm-se perturbações localizadas, denominadas perdas de carga localizadas, causadas por singularidades do tipo curva, junção, válvula, medidor etc. que também provocam dissipação de energia (BAPTISTA; LARA, 2012, p.78).

Para Baptista e Lara (2012), a perda de carga localizada é mais importante do que a contínua, devido a um possível grande número de conexões e dispositivos no conduto, em relação ao comprimento da tubulação. Para determinação da perda de carga localizada, utiliza-se:

h” = 2g

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Sendo:

h”: a perda de carga localizada em m;

K: coeficiente dependente da geometria da singularidade e do número de Reynolds; U: velocidade média do escoamento em m/s;

g: aceleração da gravidade em m/s2.

A Tabela 2 ilustra as perdas de carga localizadas para valores aproximados de K.

TABELA 2: Perdas de carga localizadas para valores aproximados de K.

Peça K Peça K

Ampliação gradual 0,30* Medidor Venturi 2,50** Comporta aberta 1,00 Pequena derivação 0,03 Controlador de vazão 2,50 Redução gradual 0,15* Cotovelo ou joelho de 45º 0,40 Saída de canalização 1,00 Cotovelo ou joelho de 90º 0,90 Tê de passagem direta 0,60 Crivo 0,75 Tê de saída bilateral 1,80 Curva de 22,5º 0,10 Tê de saída de lado 1,30 Curva de 45º 0,20 Válvula borboleta aberta 0,30 Curva de 90º 0,40 Válvula de ângulo aberta 5,00 Entrada de Borda 1,00 Válvula de gaveta aberta 0,20 Entrada normal 0,50 Válvula de pé 1,75 Junção 0,40 Válvula de retenção 2,50 Válvula globo aberta 10,00

* Com base na velocidade maior (seção menor) ** Relativa à velocidade na tubulação

Fonte: BAPTISTA; LARA, 2012, p.80.

Além da utilização da expressão geral para cálculo da perda de carga localizada, Baptista e Lara (2012) mencionam que se pode utilizar o processo denominado Método dos Comprimentos Virtuais. Para efeito de cálculo, consiste na substituição das singularidades presentes – as que geram perdas localizadas – por um tubo de diâmetro, rugosidade e comprimento tal que proporcionam perdas originais às singularidades. Segundo Baptista e Lara (2012), a soma dos comprimentos equivalentes Le de um determinado trecho, com o comprimento real é denominada comprimento virtual Lv.

Multiplicando-se pela perda de carga unitária J proporciona a perda de carga total da tubulação h. Os valores dos comprimentos equivalentes estão apresentados na Tabela 3.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 TABELA 3: Perdas de carga localizadas expressas em diâmetros de canalização retilínea (comprimentos equivalentes)

Peça Comprimentos expressos em diâmetros (nº de diâmetros) Ampliação Gradual 12 Cotovelo de 90º 45 Cotovelo de 45º 20 Curva de 90º 30 Curva de 45º 15 Entrada normal 17 Entrada de borda 35 Junção 30 Redução Gradual 6

Registro de gaveta, aberto 8 Registro de globo, aberto 350 Registro de ângulo, aberto 170 Saída de canalização 35 Tê, passagem direta 20 Tê, saída de lado 50 Tê, saída bilateral 65 Válvula de pé e crivo 250 Válvula de retenção 100 Fonte: NETTO, 2014, p.129.

2.2 EQUAÇÃO DE HAZEN-WILLIAMS E FATOR C

O principal objetivo proposto em um projeto de tubulação é determinar a quantidade de energia necessária para deslocar uma porção de água desejada de um ponto a outro nessa canalização. Segundo Netto (2014), para que se resolva essa questão, muitos engenheiros e pesquisadores buscaram desenvolver fórmulas matemáticas que possibilitassem na resolução desse problema, a partir de dados coletados em seus estudos.

A fórmula empírica mais difundida entre os engenheiros hidráulicos para o cálculo de perda de carga ao longo dos anos tem sido a fórmula de Hazen-Williams. Segundo Netto (2014), isso se deve por ela ser uma expressão por meio da qual se obtêm resultados satisfatórios quando aplicados na prática, além de ser de simples utilização. Para ele, tal formulação surgiu por intermédio do estudo de um engenheiro civil e sanitarista e de um professor de hidráulica, em que ambos, após cuidadosamente revisarem os dados obtidos em pesquisa de mais de trinta autores e de seus próprios experimentos, chegaram à seguinte formulação:

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 J= 4,87 1,85 1,85 D L x C Q x 10,643 (2.6)

Segundo Baptista e Lara (2012), a fórmula de Hazen-Willians vem sendo largamente aplicada para cálculos de Perdas de Cargas Continuas em condutos com diâmetro superiores a 50 mm, em que o C e o coeficiente de Perda de Carga, sendo diretamente influenciado pelas condições e natureza do material empregado nas paredes dos condutos bem como fluido a ser transportado. Com base em experimentos empíricos, Netto (2014) desenvolveu algumas possíveis referências do valor do fator C de Hazen-Williams para determinação da perda de carga. A Tabela 4 ilustra os valores adotados normalmente pelo coeficiente C na prática:

TABELA 4: Valor do coeficiente C sugerido para a fórmula de Hazen-Williams

Tubos Novos Usados

10 anos

Usados 20 anos

Aço Corrugado (chapa ondulada) 60 - - Aço galvanizado roscado 125 100 - Aço rebitado, novos 110 90 80 Aço soldado, comum (revestimento betuminoso) 125 110 90 Aço soldado com revestimento epóxico 140 130 115

Chumbo 130 120 120

Cimento – amianto 140 130 120

Cobre 140 135 130

Concreto, bom acabamento 130 - - Concreto, acabamento comum 130 120 110 Ferro fundido, revestimento epóxico 140 130 120 Ferri fundido, revestimento de argamassa de cimento 130 120 105 Grés cerâmico, vidrado (manilhas) 110 110 110

Latão 130 130 130

Madeira, em aduelas 120 120 110 Tijolos, condutos bem executados 100 95 90

Vidro 140 140 140

Plástico (PVC) 140 135 130

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2.3 SISTEMA DE BOMBEAMENTO DE ÁGUA – INSTALAÇÃO ELEVATÓRIA TÍPICA Um sistema de bombeamento de água é composto por bombas que succionam água de um determinado local, recalcando-a para outro desejado, através da transformação de energia mecânica em energia hidráulica sob a forma de pressão e velocidade. Este sistema é necessário quando se deseja deslocar água a uma determinada distância onde não é possível aproveitar a força da gravidade. São diversos e muito variados os tipos de instalações de bombeamento, sendo necessário um estudo para cada aplicação. Basicamente, um sistema de bombeamento engloba uma bomba, motor, tubulações, válvulas, curvas e etc.

A Figura 2 ilustra um esquema típico de instalação elevatória:

FIGURA 2: Esquema de uma instalação elevatória típica

Fonte: BAPTISTA; LARA, 2012, p.134.

Segundo Carvalho (1999), bomba é o equipamento responsável pela sucção de um fluido, retirando-o do reservatório e energizando-o através de seu rotor, e, finalmente, impulsionando-o para o reservatório de recalque. A utilização de motores é fundamental para fornecimento de energia mecânica às bombas. Baptista e Lara (2012) afirmam que as suas respectivas fontes de energias são elétricas, podendo também ser por motores de combustão.

Para Carvalho (1999), a escolha do órgão de acionamento da bomba depende de vários fatores, contudo, há uma tendência para a utilização de motores elétricos que possuem um custo de manutenção relativamente mais baixo do que outros tipos de acionamento e uma maior segurança e comodidade operacional, sendo que os motores elétricos não provocam poluição local, entre outros fatores.

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Embora possuam formas variadas, devido às exigências das instalações elevatórias típicas, costumam-se apresentar válvula de pé com crivo, redução excêntrica, válvula de retenção e válvulas borboletas ou gavetas – conforme ilustrado na Figura 2.

A válvula de pé de crivo, segundo Baptista e Lara (2012), é uma válvula de retenção presente nas tubulações de sucção de um sistema de bombeamento, sendo instalada na parte inferior, cujo objetivo é impedir o retorno da coluna de líquido ao se desarmar uma bomba. Dessa maneira, a bomba e a tubulação de sucção sempre poderão estar cheias de água – escorvadas. Além da válvula de pé de crivo, o recalque também apresenta uma válvula de retenção com características semelhantes: em caso de parada do motor da bomba, evita o retorno da coluna d’água até a bomba. Macintyre (2008) considera esse dispositivo fundamental, pois evita que a coluna líquida remanescente na tubulação de recalque retorne à bomba por gravidade comprometendo seus componentes.

Válvulas borboletas e de gaveta são empregadas, de acordo com Macintyre (2008), visando controle da vazão e são instaladas logo após a válvula de retenção do recalque para manutenção do sistema.

Segundo Feitosa et al. (2010), a escorva é definida como o enchimento prévio da tubulação de sucção com o líquido a ser bombeado de maneira que o ar retido na bomba seja eliminado, não prejudicando, assim, o seu funcionamento e nem reduzindo a sua eficiência.

2.4 DIMENSIONAMENTO DE UMA INSTALAÇÃO ELEVATÓRIA

Para o dimensionamento de uma instalação elevatória, segundo Carvalho (1999), é necessário o conhecimento da vazão de recalque (Q) e da altura manométrica da instalação (Hman ou H), para se

especificar uma bomba, motor e seus componentes de determinada instalação.

A vazão de recalque pode ser definida como a quantidade de fluido a ser bombeado por um sistema de bombeamento. De acordo com Carvalho (1999), em uma instalação elevatória, essa vazão a ser recalcada depende essencialmente de três elementos: Consumo diário volumétrico da instalação, jornada de trabalho e número de bombas em operação.

O consumo diário da instalação é uma função específica da natureza a que se destina. Para Carvalho (1999), o consumo de água varia com o clima local, estações do ano, nível social e por demanda de produção das empresas. A água também é uma matéria-prima, direta ou indiretamente, em que seu consumo está relacionado, inclusive, com uma determinada unidade de produto final.

A altura manométrica representa a energia absorvida por unidade de peso de líquido ao atravessar a bomba. Baptista e Lara (2012) mencionam que se trata da energia na saída da bomba menos a energia da entrada na mesma. Segundo Carvalho (1999), considera-se altura manométrica de um sistema como a quantidade de energia que deve ser agregada por uma bomba a um quilograma

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de fluido que a transpassa, de forma que este seja capaz de vencer o desnível geométrico, as resistências ao escoamento (perdas de carga) e a diferença de pressão entre reservatórios.

O desenvolvimento da metodologia de cálculo da altura manométrica é proveniente da equação de Bernoulli. Segundo Baptista e Lara (2012), quando se é aplicada em dois pontos que contém uma bomba, deve-se levar em conta essa energia Hm, estando o ponto P1 a montante da bomba e o ponto

P2 a jusante da mesma: Z1 + 1 P + 2g 1 U 2 + Hman = Z2 + 2 P + 2g U22 + h1-2 Hman = Z1 -Z2 + 2 P -1 P + 2g 1 U 2 -2g U22 + h1-2

Caso os pontos P1 e P2 estejam sujeitos à pressão atmosférica, tal como nas superfícies de água

dos reservatórios, e se a energia cinética for desprezível, segundo Baptista e Lara (2012),

1 P = 0 e 1 P = 0 U1 0 e U2 0 Portanto: Hman = Hg + h (2.7) Sendo:

Hman:altura manométrica em m;

Hg:desnível Geométrico em m;

h: somatório de perda de carga em m.

2.5 POTÊNCIA E RENDIMENTO DO CONJUNTO MOTOBOMBA

Um dos parâmetros hidráulicos de uma instalação de recalque é a potência hidráulica. Segundo Baptista e Lara (2012), ela é o trabalho realizado pelo fluido líquido ao passar pela bomba em uma determinada unidade de tempo, normalmente, em segundos, sendo expressa pela equação:

PH =  x Q x Hman (2.8)

Sendo:

PH: potênciahidráulica em W;

: peso específico da água em N/m3 ( = 9806 N/m3); Q: vazão bombeada em m3/s;

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Hman: altura manométrica em m.

Segundo Netto (2014), para escolha da bomba, normalmente é mais indicado o uso do cavalo vapor (cv). Baptista e Lara (2012) apresentam a expressão para este cálculo como:

P=   x 75 man H x Q x (2.9) Sendo:

P: potênciaabsorvida pelo conjunto motobomba em cv;

: peso específico da água em N/m3 ( = 9806 N/m3); Q: vazão bombeada em m3/s;

Hman: altura manométrica em m;

: rendimento do conjunto motobomba ( = B x M).

Baptista e Lara (2012) ressaltam que é necessário conhecer o rendimento da bomba (B) e do

motor (M) para se denominar a potência do conjunto motobomba.

2.6 DIÂMETRO ECONÔMICO DA TUBULAÇÃO

Quando se fala em diâmetro econômico, busca-se determinar a tubulação de recalque segundo um critério econômico. Segundo Baptista e Lara (2012), deve-se considerar não apenas a tubulação, mas toda a instalação elevatória.

Nota-se que a importância do diâmetro econômico está voltada tanto para a técnica do sistema de bombeamento, quanto para o custo de implantação e operação do mesmo. De acordo com Netto (2014), para determinação do diâmetro econômico D, utiliza-se o processo de cálculo pela fórmula de Bresse, sendo esta aplicável apenas em instalações de funcionamento contínuo:

D=K Q (2.10)

Sendo:

D: diâmetro econômico em m; K: fator da fórmula de Bresse; Q: vazão bombeada em m3_/s.

Segundo Baptista e Lara (2012), o fator de Bresse K depende de fatores envolvidos na implantação, manutenção e operação da instalação elevatória, como tarifas energéticas ou de combustível (se aplicável) e dos preços das tubulações e conexões utilizados. Netto (2014) afirma que têm sido adotados valores de K, no Brasil, em torno de 0,9 a 1,4. Já para Segundo Baptista e Lara (2012), deve-se adotar, por medida de segurança, o valor de K = 1,2.

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2.7 VELOCIDADES DE ESCOAMENTO RECOMENDADAS

Um dos grandes responsáveis pela deposição de sedimentos nas paredes internas das tubulações é a velocidade de escoamento, podendo esta ser reduzida ou elevada.

Segundo Baptista e Lara (2012), no caso de velocidades reduzidas, pode provocar incrustações nas paredes dos dutos, reduzindo a seção de escoamento e, consequentemente, a sua capacidade de vazão, de retenção de ar na tubulação, provocando um efeito semelhante ao de perda de carga.

Por outro lado, a adoção de velocidades elevadas também pode ser responsável pelo aumento da perda de carga do sistema. Para Baptista e Lara (2012), essas altas velocidades podem causar cavitação e golpe de aríete, provocando vibrações e choques que danificam as instalações.

Para sistemas de abastecimento de água, de acordo com Baptista e Lara (2012), é recomendada a velocidade média de escoamento entre 0,60 e 0,90 m/s, dependendo da inclinação da tubulação. Assim, o cálculo é feito pela fórmula:

U = 0,60 + 1,5D (2.11) Sendo:

U: Velocidade máxima em m/s; D: Diâmetro dado em m.

Netto (2014) sugere que, na tubulação de sucção de uma estação elevatória deve-se utilizar velocidades entre 1,5 a 5 m/s, podendo-se tomar 3 m/s como termo médio. Já para o recalque, devem ser dimensionados pelo critério econômico, utilizando diâmetros vantajosos, em que as velocidades são mais baixas: 0,75 a 1,5 m/s.

2.8 MEDIÇÃO DE VAZÃO

A medição de vazão, basicamente, inclui a determinação da quantidade de líquido, sólido, gases que passam em um determinado local por uma unidade de tempo. De acordo com Oliveira (2010), os medidores podem ser classificados de acordo com a perturbação que o elemento transdutor introduz na medida. De um modo geral, eles podem ser intrusivos e não intrusivos.

Um exemplo de medidor intrusivo é o Venturi, em que a vazão é relacionada com o diferencial de pressão entre as seções transversais de maior e menor área do medidor, de acordo com o teorema de Bernoulli (OLIVEIRA, 2010).

No caso dos medidores não intrusivos, não existe o contato entre o fluido e o equipamento de medição, o que proporciona uma série de vantagens em comparação com os medidores intrusivos, tais como: ausência de perda de carga, facilidade de instalação e maior vida útil. Para Oliveira (2010), essas vantagens têm aumentado o interesse por medidores não intrusivos, com destaque para os medidores por indução magnética e por ultrassom (Doppler ou por tempo de trânsito).

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Os métodos de medição da vazão podem ser empregados por meio de dois tipos principais de medidores, utilizando sensores ultrassônicos não intrusivos: efeito Doppler e de tempo de trânsito.

Segundo Oliveira (2010), no medidor a efeito Doppler, o fluido a ser analisado deve conter partículas refletoras em suficiente quantidade, tais como sólidos em suspensão ou bolhas de gás e sua distribuição dentro do fluido permitirá calcular a velocidade média do escoamento, utilizando ondas de ultrassom. Eles dependem da reflexão de ondas em partículas espalhadas no fluido e, por isso, necessitam gerar ondas com uma frequência bem definida. Quando as partículas se movem na velocidade do escoamento, a mudança de frequência é proporcional à vazão.

Segundo Oliveira (2010), o método do tempo de trânsito utiliza a medição do tempo de propagação da onda ultrassônica através do fluido entre dois transdutores para a determinação da variável medida. Alguns arranjos e imagens do tipo desse medidor podem ser vistos nas figuras 3, 4, e 5.

FIGURA 3: Funcionamento do medidor de vazão por tempo de trânsito em V.

Fonte: OLIVEIRA, 2010a, p. 30.

FIGURA 4: Arranjo do medidor de vazão por tempo de trânsito em V.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 FIGURA 5: Arranjo do medidor de vazão por tempo de trânsito em W.

Fonte: OLIVEIRA, 2010c, p. 31.

2.9 UTILIZAÇÃO DE POLLY PIGS PARA LIMPEZA DE TUBULAÇÕES

A formação de incrustações ou aumento da rugosidade das paredes internas dos dutos, reduzindo o seu respectivo diâmetro, são grandes responsáveis pela diminuição da vazão total do sistema, prejudicando o processo como um todo, além de aumentar as perdas de carga e, consequentemente, elevar a altura manométrica; também há um aumento na potência total dos conjuntos motobombas, gerando maior gasto energético.

De acordo com Netto (2014), as incrustações ocorrem nas canalizações como sendo uma deposição progressiva de substâncias contidas na água e a formam camadas aderentes. Elas são responsáveis pela modificação da rugosidade interna, podendo ser formadas por águas chamadas duras – alto teor de impurezas ou de deposição progressiva de cálcio da água.

De acordo com Tsutyia (2010), a formação de incrustações na parede interna da tubulação é originada por diversos fatores como alcalinidade, dureza, presença de sólidos em suspensão, temperatura, velocidade da água e estado da superfície interna dos tubos. Esses acontecimentos provocam aumento na rugosidade das tubulações, acarretando redução na capacidade de escoamento, aumento da perda de carga e acréscimo no consumo de energia elétrica.

Nas indústrias, percebe-se que as tubulações são importantes meios de distribuição de fluidos, exigindo, assim, uma atenção especial para a sua manutenção. Existem no mercado diferentes métodos de limpeza e inspeção de dutos, dentre elas, a utilização de um instrumento especial, os Polly

Pigs, sendo considerado um dos procedimentos mais seguros e utilizados.

De acordo com o site da Knapp Pipelines Cleaners (2014), os Polly Pigs são elementos cilíndricos de espuma de poliuretano para limpezas de dutos, podendo ser revestidos com carbonetos, escovas de plástico e escovas de arame. Sua base pode ser revestida totalmente com materiais elastoméricos, contendo ou não materiais rugosos ou outro componente que executa a limpeza da parede da tubulação. A figura 6 ilustra alguns modelos de Polly Pigs disponíveis no mercado.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 FIGURA 6 - Modelos de Polly Pigs.

Fonte: GIRARDIND INDUSTRIES , 2014.

De acordo com o site da Girard Industries (2014), deve-se efetuar a limpeza interna das tubulações quando as mesmas começarem a apresentar problemas no abastecimento de água devido à aparição de corrosão e/ou sedimentação, sendo necessárias intervenções para que os problemas sejam resolvidos, tais como desempenho hidráulico etc.

A Fundação de Pesquisa AWWA (2014) afirma que alguns indicadores mostram a formação gradativa de sedimento na tubulação, como redução de pressão de bombeamento, fluxo e mesmo aumento do consumo energético. Conforme o grau de incrustação na parede interna da tubulação recomenda-se que o processo de raspagem seja feito diversas vezes até que toda sujeira seja carreada para fora da tubulação.

Segundo Tiratsoo (1992), as vantagens de se usar Polly Pigs são:

 Menor risco de ficarem presos em pontos onde o nível de incrustação é mais elevado, numa válvula parcialmente fechada ou em alguma outra obstrução, devido a sua flexibilidade;  Em caso de travamento deste dispositivo, em alguma redução de diâmetro ou restrição, o

mesmo pode se quebrar se houver um aumento da pressão aplicada;

 Maior eficiência de limpeza, pois enquanto o Polly Pig raspa a incrustação, realiza a limpeza, arrasta as impurezas para fora da tubulação, tornando o processo mais rápido.

Segundo Mahmoud (2009), os Polly Pigs podem ser inseridos diretamente nas linhas ou através da inserção do “Lançador de Pigs”. O tipo e o tamanho dos mesmos influenciarão significativamente o modelo do lançador ou o projeto do receptor. O método mais comum de retirada dos Polly Pigs das linhas é através do uso de armadilhas (receptores colocados no final da tubulação para que no momento em que o dispositivo for expulso ele seja resgatado).

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3 METODOLOGIA

Segundo Marconi e Lakatos (1992), a pesquisa bibliográfica pode ser considerada como o primeiro passo para toda pesquisa científica e engloba o levantamento de bibliografias já publicadas, em forma de livros, revistas, publicações avulsas e imprensa escrita. Para fundamentação teórica, foi realizada pesquisa bibliográfica, em que foram consultadas várias literaturas relativas ao assunto em estudo, dissertações, catálogos técnicos, sites especializados, revistas e fontes documentais relatórios e projetos). No levantamento bibliográfico, foram adotadas algumas palavras-chaves como: Polly

Pigs, Perda de Carga, Fator C e Hazen-Williams. Além disso, foram levantados os dados para o estudo

de caso, o que favorecerá a análise e desenvolvimento do tema proposto. Após a análise e seleção das bibliografias, foram retiradas as informações pertinentes ao tema e utilizadas no desenvolvimento do trabalho, sendo interpretadas, analisadas, organizadas e utilizadas na construção e desenvolvimento do texto.

Segundo Gil (1999) o estudo de caso consiste em uma investigação detalhada de uma ou mais organizações. Com dados fornecidos pela empresa de engenharia especializada, o estudo considerava a melhoria de um sistema de bombeamento de água, através da limpeza da tubulação utilizando os

Polly Pigs. O cliente necessitava de melhorias operacionais no sistema de bombeamento, obtendo

maior vazão e menor consumo de energia. A instalação, também chamada de Casa de Bombas, fica próxima à barragem e é responsável pela captação dessa água e recalque até a caixa elevada, próxima à planta produtiva.

Inicialmente, para o desenvolvimento dos trabalhos, foi necessário o levantamento de dados do sistema, tais como: dados dos equipamentos, tubulações, acessórios, comprimentos, elevações, bem como a realização das medições de vazão antes das melhorias, para fins de análise inicial e diagnóstico.

Posteriormente, após a realização da limpeza com os Polly Pigs, foram realizadas novas medições e comparados os resultados relacionados a vazão, altura manométrica, rendimento, potência e energia elétrica consumida pelo sistema.

4 ANÁLISE DE DADOS E RESULTADOS

Após a formatação da metodologia de trabalho e entendimento do memorial descritivo, inicia-se o processo de análiinicia-se dos dados e apreinicia-sentação de resultados. Nesinicia-se tópico inicia-serão calculados e apresentados os parâmetros do sistema de bombeamento antes e após a limpeza com dispositivos

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A vazão de água medida antes da limpeza, com cinco bombas operando em paralelo, foi de Q = 2300 m3/h. A espessura de parede inicial da tubulação era de 6 mm, mas, devido ao atrito de pequenas partículas sólidas com a parte interna do tubo, constatou-se através de medição em campo que a espessura da parede era de 4 mm. De acordo com norma ANSI B 36.10, Alvenius (2014) adota, para tubulações com f 24”, o diâmetro externo de 0,6096 m.

A tabela 5 resume os dados iniciais levantados, considerando a vazão média inicial medida no campo de 2300 m3/h e a tabela 6 foi possível ilustrar o resumo operacional da situação do sistema.

TABELA 5: Dados do sistema.

Trecho Q (m3/h)  nom. (pol)  int. (m) A (m²) Vel. (m/s) LT (m) Sucção 5 2300 16 0,3984 0,1247 1,025 10,7400 Recalque 2300 24 0,6016 0,2843 2,25 1085,82 Fonte: Autor, 2014.

TABELA 6: Resumo operacional da situação atual.

Q Vazão total média (m3/h) = 2300

Ho Desnível geométrico (m) = 89 Hman Altura manométrica total (mca) = 119,12

Η Rendimento global do conjunto elevatório (%) = 70

P Potência total (cv) = 1450

Pc Potência consumida pelos motores (cv) = 1595

Fonte: Autor, 2014.

Substituindo os dados na expressão (2.6), foi calculado o fator C de Hazen Williams antes da limpeza por Polly Pigs, em que C  63. É importante salientar que, conforme tabela 4, o coeficiente C está próximo a 125 e 130, em tubos novos de aço carbono. A potência consumida dos motores está acima da instalada pelos mesmos conforme o resumo operacional da situação atual. Além disso, partindo do valor da vazão e do consumo de energia, calculou-se o consumo específico por motor, cujo valor foi de 0,5103 kWh/m³.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 FIGURA 7: Incrustações no interior de uma tubulação de água.

Fonte: Autor, 2014.

Após a limpeza interna da tubulação de recalque (recalque principal), o medidor de vazão acusou na medição o aumento com valor de 3503 m3/h. Partindo desta vazão e, de acordo com a curva de performance da bomba tem-se a nova altura manométrica reduzida para 108 mca e elevação do novo fator C  122. A tabela 7 ilustra o resumo operacional após a limpeza das tubulações:

TABELA 7: Resumo operacional da situação após a limpeza.

Q Vazão total média (m3/h) = 3503

Ho Desnível geométrico (m) = 89 Hman Altura manométrica total (mca) = 108,0

Η Rendimento global do conjunto elevatório (%) = 80

P Potência total (cv) = 1752

Pc Potência consumida pelos motores (cv) = 1927

Fonte: Autor, 2014.

O consumo específico por motor reduziu para o novo valor de 0,4049 kWh/m³.

Graficamente, é possível comparar a curva do sistema de bombeamento antes e após a limpeza. A figura 8 ilustra esta comparação.

O ponto P1 indica os valores da vazão e altura manométrica antes da limpeza para um fator C aproximado de 63 com vazão de 2300 m³/h e altura manométrica de 119,2 metros, conforme curva do sistema CS1. E o ponto P2 indica os valores da vazão e altura manométrica após a limpeza, onde o fator C aumentou para 122 com vazão de 3503 m³/h e altura manométrica de 108 metros, conforme curva do sistema CS2. Ou seja, a redução da perda de carga localizada pela incrustação interna foi de 11,1 metros, provocando o aumento de 34,3% da vazão e redução de 20,7% no consumo energético específico (kWh/m³).

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 FIGURA 8: Curvas comparativas de vazão e altura manométrica antes e após a limpeza da tubulação.

Fonte: Autor, 2014.

Por fim, na figura 9 é evidenciada a parede interna da tubulação após a limpeza.

FIGURA 9: Tubulação após limpeza

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 5 CONSIDERAÇÕES FINAIS

A queda do fator C de Hazen Williams contribui consideravelmente para o aumento da perda de carga, para a elevação da altura manométrica, e, por consequência, para a redução da vazão em condutos e estações elevatórias.

De acordo com o estudo de caso, foram calculados e analisados dados como vazão, altura manométrica, altura geométrica e potência do motor antes e após a limpeza das tubulações de recalque. Neste, verificou-se um fator C de Hazen Williams abaixo do recomendado em estações elevatórias – o tubo novo de aço carbono apresenta um C variando entre 120 a 130, enquanto o calculado no sistema era de 63.

Após a limpeza da tubulação de recalque, foi possível obter um novo fator C de 122. Nessa nova condição, optando pela manutenção da vazão atual de 2300 m³/h, haverá um ganho com a economia de energia de 1.584.240 kWh/ano, reduzindo o consumo específico dos motores de 0,5104 kWh/m³ para 0,4186 kWh/m³, ou seja, 18% a menos de alimentação dos motores. Por outro lado, ao optar-se pela vazão de recalque após a limpeza com valor de 3503 m³/h com um consumo específico dos motores de 0,4049 kWh/m³, ainda assim será menor do que o atual (0,5104 kWh/m³), ou seja, 21% a menos. Além disso, os motores atuais poderão ser substituídos por outros de maior potência (400 cv) para que se possa atender à operação.

Em ambas, as condições as bombas terão capacidade de atendimento à demanda requerida. Considera-se válido, para futuros trabalhos acadêmicos, o desenvolvimento de um estudo, contemplando mais variedades e aplicabilidades de Polly Pigs, pois se trata de uma tecnologia ainda pouco estudada academicamente e de grande valia para os diversos tipos de sistemas de bombeamento.

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Braz. J. of Develop., Curitiba, v. 6, n. 7, p. 49322-49344 jul. 2020. ISSN 2525-8761 REFERÊNCIAS

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