Fornos de Pirolise

Universidade Federal da Bahia

Departamento de Engenharia Química

Mestrado em Engenharia Química

Modelagem de fornos de pirólise Previsão de tempo de campanha

Mestrando: Murilo Fontes de Amorim

Orientador: Dra. Eliane Martins de Santana

Co-orientador: Dr. Ricardo de Araújo Kalid

Tese apresentada à EscolaPolitécnica da Universidade Federalda Bahia para obtenção do título deMestre em Engenharia Química

Março / 2001

Agradecimentos:

A Swan, minha esposa. Sem você, não teria sentido.....

A meus filhos Nathalia e Mateus. Que esta experiência lhes sirvam de exemplo:

Vontade e determinação pode dar certo.

A meus pais Walter e Dulce.

Aos orientadores Profa. Dra. Eliane Martins e Prof. Dr. Ricardo Kalid, pelo incentivo

e importantes contribuições.

Aos amigos Agivaldo, André, Capistrano, Cathia, Fábio, Gilberto Rocha, Joaquim,

Moisés, Monica, Renato e Victor, que dividiram comigo as descobertas e alegrias

deste aprendizado.

À Universidade Federal da Bahia, em especial ao Programa de Pós-Graduação em

Engenharia Química.

À COPENE – “Companhia Petroquímica do Nordeste” e seus funcionários.

Tese defendida e aprovada em 05/03/2001, pela banca examinadora constituída por:

Profa. Dra. Eliane Martins de Santana

UFBA – Orientadora

Prof. Dr. Ricardo de Araújo Kalid

UFBA – Co-orientador

Prof. Dr. Caiuby Alves da Costa

UFBA

Eng. Paulo Roberto de Melo Freitas

COPENE

Dr. Milton Thadeu G. Oliveira Medeiros

TRIKEM

Índice Lista de figuras 5

Lista de tabelas 8 Nomenclatura 9 Resumo 11 Capítulo 1: Introdução e objetivos 14 Capítulo 2: Descrição do processo 20 2.I Pirólise de hidrocarbonetos 28

2.II Conversão e severidade 29 2.III Radiação 31

2.IV Caracterização da nafta: propriedades 33 2.V Características construtivas do forno 36

2.VI Formação do coque 41

2.VII Resumo do Capítulo 2 44

Capítulo 3: Revisão bibliográfica 45 3.I Modelos 45

3.II Cinética da deposição de coque em pirólise de nafta 48

3.III Resumo do Capítulo 3 53

Capítulo 4: Modelagem do forno de pirólise: previsão de temperatura de serpentina na seção de radiação – influência do coque 54

4.I Desenvolvimento do modelo 54 4.II Proposta de modificação ao modelo originalmente proposto 63

4.III Resumo do Capítulo 4 65 Capítulo 5: Planejamento / Aquisição de dados da planta 66 5.I Variáveis de processo 70 5.II Medições com pirômetro 75 5.III Resumo do Capítulo 5 79 Capítulo 6: Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros 80 6.I Estimativa dos parâmetros e simulação 80

6.II Impacto das propriedades físicas / sensibilidade do modelo a alterações nas propriedades da nafta 86 6.III Proposta de melhoria no modelo - Introdução da propriedade densidade no cálculo do parâmetro ‘alfa’ e novo ajuste do modelo 88

6.IV Resumo do Capítulo 6 91

Capítulo 7: Apresentação e análise dos resultados 92 7.I Primeira campanha do forno BA-1102 93 7.II Segunda campanha do forno BA-1102 99

7.III Terceira campanha do BA-1102 101 7.IV Validação do modelo e consolidação dos parâmetros e das equações que representam o conjunto das três campanhas do BA-1102 103 7.V Primeira campanha do forno BA-1101 105 7.VI Segunda campanha do forno BA-1101 109 7.VII Validação do modelo e consolidação dos parâmetros e das equações que representam o conjunto das três campanhas do BA-1101 111 7.VIII Comparação entre o forno BA-1101 e o BA-1102. Consolidação e validação do modelo proposto 112 7.IX Resumo do Capítulo 7 116

Capítulo 8: Conclusões e sugestões para trabalhos futuros 117 8.I Principais conclusões e discussões 117 8.II Sugestões para a continuidade da pesquisa sobre modelagem e influência da deposição do coque em fornos de pirólise 119 Capítulo 9: Referências bibliográficas 121 APÊNDICES 123

Lista de figuras

Figura 1.01 - Fluxograma simplificado de um unidade industrial de produção

de petroquímicos básicos.

Figura 1.02 - Figura esquemática de um forno de pirólise.

Figura 2.01 - Origem da nafta: destilação do óleo cru.

Figura 2.02 - Desenho detalhado de um forno de pirólise.

Figura 2.03 - Diagrama simplificado de uma unidade de olefinas,

representando todos os compostos produzidos.

Figura 2.IV.01 - Gráfico de percentual de frequência de densidade das naftas.

Figura 2.IV.02 - Gráfico de percentual de ponto final de destilação das naftas.

Figura 2.V.01 - Esquema simplificado de um forno tipo SRT-III.

Figura 2.V.02 - Sistema detalhado da radiação de um forno tipo SRT-III.

Figura 2.VI.01 - Perfil típico de temperatura na parede externa dos tubos

provocada pela camada de coque comparada com o tubo limpo.

Figura 4.I.01 - Desenho esquemático da influência da deposição do coque na

temperatura do metal da serpentina (Tskin).

Figura 5.01, Figura 5.02 e Figura 5.03 - Figuras mostrando novo conceito em

serpentinas de craqueamento, baseada num tipo de tubo com uma aspiral interna.

Figura 5.II.01 - Ilustração esquemática de um pirômetro ótico.

Figura 6.I.01 - diagrama de blocos representando o programa de ajuste de

dados experimentais.

Figura 7.I.01 - Primeira campanha do BA-1102: Comparação das temperaturas

medidas por pirômetro x modelo original. Figura 7.I.02 - Comparação entre temperaturas medidas por pirômetro x

modelo proposto (incluindo valores de densidade).

Figura 7.I.03 - Dados experimentais x modelo original e modelo proposto

(densidade variável)

Figura 7.I.04 - Campanha considerando um valor estimado de densidade.

Figura 7.I.05 - Dados experimentais plotados juntos: simulações com

densidade constante e variável.

Figura 7.II.01 - Segunda campanha do BA-1102: Comparação entre os valores

reais das temperaturas e a previsão de campanha, considerando os parâmetros C1 e

C2 ajustados na primeira campanha.

Figura 7.II.02 - Modelo proposto com novo ajuste de C1 e C2.

Figura 7.III.01 - Terceira campanha do BA-1102: Comparação entre os valores

reais das temperaturas e a previsão do modelo, com parâmetros C1 e C2 ajustados

na primeira campanha.

Figura 7.III.02 - Terceira campanha do BA-1102: Novo ajuste dos parâmetros C1

e C2 para a terceira campanha.

Figura 7.IV.01 - Dados de planta das três campanhas do BA-1102.

Figura 7.IV.02 - Modelo com C1 e C2 ajustados para as duas últimas

campanhas do BA-1102

Figuras 7.V.01 - Comparação entre valores de Tskin da planta e do modelo

original, considerando densidade constante.

Figura 7.V.02 - Comparação entre valores de Tskin da planta e do modelo

original, considerando densidade variando ao longo da campanha.

Figura 7.V.03 - Comparação entre os modelos: densidade real x densidade

variável.

Figura 7.VI.01 - Comportamento da campanha através dos dados de planta e

da previsão do modelo proposto. Figura 7.VII.01 - Dados de planta das duas campanhas do BA-1101 num único

gráfico.

Figura 7.VII.02 - Simulação prevista pelo modelo com parâmetros ajustados de

forma a representar as duas campanhas.

Figuras 7.VIII.01 e 7.VIII.02 - Comparação entre os fornos BA-1101 e BA-1102.

Figura 7.VIII.03 - Comparação entre o comportamento real e o modelo proposto

com parâmetros ajustados, indicando a melhor condição operacional do BA-1101.

Lista de tabelas Tabela 2.IV.01 - Características da nafta

Tabela 5.V.01 - Características do forno tipo SRT-III

Tabela 5.I.01 - Acompanhamento das variáveis de processo da primeira

campanha do BA-1102

Tabela 5.I.02 - Acompanhamento das variáveis de processo da segunda

campanha do BA-1102

Tabela 5.I.03 - Acompanhamento das variáveis de processo da terceira

campanha do BA-1102

Tabela 6.I.01 - Tskin real x (modelo original e modelo proposto) Tabela 7.I.01 - Valores de Tskin e diferenças entre temperaturas experimentais e do modelo Tabela 7.V.01 - Resultados da simulação da primeira campanha do BA-1101

Nomenclatura A - constante da taxa de formação do coque não catalítico

B - Quantidade de coque catalítico

BC - Taxa inicial de formação do coque catalítico

C - Taxa de redução de formação do coque catalítico (perda de contato gradual com o metal)

C1 - Parâmetro do modelo, estimado a partir das variáveis de

processo.

C2 - Parâmetro do modelo, estimado a partir das variáveis de processo.

CC2H4 e CAr - Concentrações de C2H4 e de compostos aromáticos

COT - Temperatura efluente da zona de radiação

Cp - Calor específico

D - Diâmetro do tubo

Di - Diâmetro interno do tubo

d(t) - Espessura da camada de coque no tempo t (determinado dia de campanha)

d - Densidade do fluido no tubo

G - velocidade mássica

h - Hora

hg - Coeficiente do filme de gás no interior do tubo

Kc - Condutividade da camada do coque

k - Condutividade térmica do fluido no tubo

Kcal - Quilocalorias (unidade de energia)

Kg - Quilograma

Kr - Constante da velocidade de reação de formação do coque

Kw - Condutividade térmica da parede do tubo

m - metro

mm - milímetro

Mw - Peso molecular da nafta

NB - Nafta bruta

NL - Nafta leve

NP - Nafta pesada

PFD - Ponto final de destilação

PID - Ponto inicial de destilação

Pt - Pressão do sistema

Q - Quantidade de calor

R - Constante Universal dos Gases

rc - Taxa de deposição do coque

Rm - Taxa molar da transferência de massa

rr - Taxa das reações químicas de formação do coque

Sc - Número de Schmidt ( µ / ρ ν)

t - Tempo t

∆Tc - Gradiente de temperatura causada pela camada de coque

∆Tg - Gradiente de temperatura pela resistência à transferência de calor causada pelo filme de gás

TMT - Temperatura do metal do tubo

Tp - Temperatura do processo

Tskin - Temperatura da parede dos tubos

∆Tw - Gradiente de temperatura causada pela parede do tubo, que depende do material da tubulação.

Wf - Vazão do fluido no tubo (somado ao vapor de diluição)

Wn - Vazão de nafta

y - Quantidade de coque na superfície no tempo t

yc - Fração molar dos compostos precursores de coque na nafta

yci - Fração molar dos compostos precursores de coque na

parede dos tubos

Variáveis gregas: ε - Emissividade

µ - Viscosidade do fluido no tubo

δ - Espessura do filme gasoso precursor do coque no interior do tubo

α e β - Parâmetros constantes do modelo, a serem determinados

a partir das propriedades da nafta, do coque e do projeto dos tubos

α’ - Parâmetro do modelo proposto (α’=α . d)

ν - Viscosidade dinâmica do fluido

RESUMO Nas plantas de olefinas, são nos fornos de pirólise onde ocorrem as reações de

craqueamento térmico ou pirólise de hidrocarbonetos, utilizando matérias primas que

vão desde o etano a gasóleo, passando pela nafta petroquímica, origem dos

principais produtos da indústria petroquímica, principalmente o etileno. O

desempenho da seção de fornos de pirólise é a determinante para o desempenho econômico de uma planta de olefinas. Uma grande restrição na operação dos fornos de pirólise é a formação gradual de

um complexo de carbono e hidrogênio, denominado coque, nas serpentinas da

seção de radiação.

Normalmente a campanha é definida pela máximas temperaturas que as paredes

dos tubos da seção de radiação atingem durante a operação, causada pela

deposição de coque durante o craqueamento térmico.

Nesta pesquisa foi desenvolvido um modelo, ajustado a dados de processo coletados

da unidade industrial, com objetivo de prever a evolução da temperatura nas paredes

dos tubos, e de auxiliar na determinação do final de campanha dos fornos de pirólise.

Fez parte do trabalho de pesquisa:

Período de testes na planta industrial

Ajuste de modelos aos dados da planta industrial

Validação do modelo, através da comparação entre os dados gerados e as

medições de temperatura via pirômetro optico.

A validação do modelo proposto trouxe outras contribuições, dentre as quais podemos

citar:

Atualização da revisão bibliográfica dos mecanismos de formação do coque e

determinação da evolução e do estágio de desenvolvimento de modelos para

previsão de campanhas de fornos de pirólise.

Avaliação do resultado do emprego de nova tecnologia nas serpentinas na zona

de radiação dos fornos.

Determinação das propriedades da nafta que tem maior influência na formação e

deposição do coque.

Capítulo 1 - Introdução e objetivos

Capítulo 1

Introdução e objetivos Nas plantas de olefinas, são nos fornos de pirólise onde ocorrem as reações de

craqueamento térmico ou pirólise de hidrocarbonetos, utilizando matérias primas que

vão desde o etano a gasóleo, passando pela nafta petroquímica, origem dos

principais produtos da indústria petroquímica, principalmente o etileno.

A nafta petroquímica é proveniente do petróleo, formando uma corrente de

hidrocarbonetos, com ampla faixa de produtos em sua composição.

Em termos econômicos, a pirólise de hidrocarbonetos tem sido um dos mais

importantes processos industriais desde a metade da década de 1950. O principal

produto gerado da pirólise, o etileno, representa quantitativamente a principal

substância derivada do óleo cru, sendo a base para aproximadamente 30% de todos

os produtos químicos produzidos.

Nas plantas de olefinas, a nafta é craqueada em fornos de pirólise, onde são

formados os produtos de uma central de matérias-primas petroquímicas. Após o

craqueamento nos fornos, o produto efluente passa por uma série de unidades de

separação e reação, gerando vários produtos: resíduo de pirólise, gasolina de

pirólise, corrente de hidrocarbonetos C4, propeno químico, propeno polímero,

etileno, metano e H2. O etano produzido é utilizado como matéria prima, sendo

craqueado em fornos de etano, para produzir etileno, ou utilizado como gás

combustível.

Neste trabalho estaremos utilizando dados industriais da COPENE – Companhia

Petroquímica do Nordeste S.A., central petroquímica localizada em Camaçari –

Bahia – Brasil.

UFBA Modelagem de fornos de pirólise 14

Capítulo 1 - Introdução e objetivos Na Figura 1.01 é mostrado um fluxograma simplificado de uma unidade industrial de

produção de petroquímicos básicos.

Figura 1.01 - Fluxograma simplificado de um unidade industrial de produção de

petroquímicos básicos.



Na Figura 1.02 temos a figura esquemática de um forno de pirólise, parte da planta

objeto de estudo neste trabalho.

Figura 1.02 - Figura esquemática de um forno de pirólise

O desenvolvimento histórico do craqueamento térmico em fornos de pirólise tem

sido caracterizado por:

Contínuo aumento da capacidade das plantas de etileno;

Esforço no aumento de seletividade, com objetivo de obtenção de maiores

rendimentos a etileno;

Extensão de tempos de campanhas em fornos;

Aumento de flexibilidade quanto as cargas processadas, incluindo frações mais

pesadas.

O objetivo desta pesquisa é desenvolver um modelo para prever a evolução da

temperatura nas paredes dos tubos dos fornos de pirólise, e auxiliar na determinação

do final de campanha dos fornos.

O desempenho da seção de fornos de pirólise é muito importante para o desempenho econômico de uma planta de olefinas. Uma grande restrição que

ocorre neste processo é a formação gradual de um complexo de carbono e

hidrogênio com característica incrustante, denominado coque, nas serpentinas dos


Capítulo 1 - Introdução e objetivos fornos e nos trocadores de calor localizados nas saídas dos fornos, chamados

TLE’s, durante a operação normal destes equipamentos. Estes trocadores estão

intimamente ligados a operação dos fornos, tendo como principal objetivo

interromper as reações secundárias de craqueamento e de limitar a formação do

coque, além do aproveitamento do calor da corrente efluente dos fornos, gerando

vapor de alta pressão, de 120 Kgf/cm2 .

O fenômeno da deposição do coque, que aumenta de espessura ao longo da

campanha, pela sua característica incrustante, afeta fortemente as condições

operacionais dos fornos de pirólise. Como o coque é um excelente isolante térmico, sua formação é acompanhada de progressiva elevação na temperatura dos

tubos, resultante da necessidade de manter a condição da pirólise (temperatura do

fluido no interior do tubo), devido a não transferência de calor para o fluido de

processo pela presença do coque.

Assim, a formação do coque tem as seguintes consequências:

Aumenta a temperatura da parede dos tubos, particularmente na zona de

radiação dos fornos;

Aumenta a perda de carga (∆P) nos tubos, pela efetiva redução da área da seção

transversal em função da deposição do coque;

Reduz a eficiência da transferência de calor no forno, uma vez que ocorre

aumento no consumo de energia causada pela elevação progressiva do consumo

de gás combustível;

Gera um aumento no número de ciclos de decoques, diminuindo a vida útil dos

tubos.


Com objetivo de manter a operação de forma eficiente e para proteção das

serpentinas, são necessárias paradas destes equipamentos para realização de

procedimentos de ‘decoqueamento’. O final de campanha de cada forno é

determinada pelas máximas temperaturas que as paredes dos tubos atingem

durante o período em operação. Os valores máximos de temperatura são definidas

em função da metalurgia dos tubos.


Segundo Albright [1], durante um ciclo operacional típico, a necessidade de evolução

de 100oC na temperatura da serpentina, provocada pela formação do coque, resulta

num decréscimo de 1,5 a 2% na eficiência da transferência de calor, gerando um

acréscimo de 5% no consumo de gás combustível. Para uma planta com capacidade

de 450.000 t / ano de etileno operando com nafta, isto pode corresponder a um

incremento de cerca de 2,65X106 Kcal / h / forno em consumo extra de gás

combustível, podendo chegar a representar um custo de US$ 225.000 / ano por

forno.

A necessidade da otimização da frequência de decoques em fornos de pirólise é de

extrema importância numa unidade industrial, uma vez que tem impacto nos

seguintes aspectos:

Acréscimo nos custos de manutenção;

Redução na vida útil das serpentinas da zona de radiação;

Possibilidade de perda de produção;

Neste sentido, a determinação do momento de final de campanha de cada forno é,

portanto, crucial para o efetivo funcionamento da planta em sua capacidade plena. Uma boa previsibilidade de final de campanha em cada forno ajuda no plano

de decoque para o conjunto dos fornos, que tem impacto na produção final do

etileno, uma vez que está relacionada com a disponibilidade dos fornos em operar.


Atualmente na planta de etileno mais antiga da COPENE, que opera desde 1978,

existe sistema de previsão de tempo de campanha dos fornos através do programa

interno do otimizador do processo PCAP- “ Process Control Applications Package”,

denominado SEVERITY, com modelo interno de formação do coque baseado na

severidade e do projeto das serpentinas, que estima o tempo de campanha dos

fornos. Entretanto, não existe um acompanhamento do grau de afastamento do

comportamento real da planta e do modelo em questão, não sendo utilizado como

estimativa de tempo de campanha. Os parâmetros presentes no modelo não foram

validados para as características do processo: condições operacionais, qualidade da

Capítulo 1 - Introdução e objetivos nafta e detalhes construtivos dos fornos.

A determinação do final de campanha e início do procedimento de decoque, é feita a

partir de medições das temperaturas das paredes dos tubos, realizadas por leitura

da temperatura na superfície dos tubos pelos operadores de processo através de

aparelho específico denominado pirômetro optico. Neste caso, não é viável a

utilização de termopares, em função da não adequação destes instrumentos as

condições severas de operação, com temperaturas muito altas.

Nesta pesquisa será desenvolvido um modelo para prever a evolução da temperatura

nas paredes dos tubos dos fornos de pirólise. O modelo será ajustado aos dados de

processo coletados da unidade industrial, e validado por comparação dos valores

previstos na modelagem das temperaturas ao longo da campanha com as

temperaturas reais da planta. Os dados de planta serão coletados através de

medições com pirômetro optico e do monitoramento das variáveis de processo dos

fornos ao longo das campanhas dos fornos selecionados para aquisição de dados.

Nesta pesquisa está incluído o estudo e definição de modelo, baseado no ajuste

aos dados experimentais, que melhor representem as condições operacionais de um

forno de pirólise.


Capítulo 2 - Descrição do processo

Capítulo 2

Descrição do processo

Os produtos gerados da industria petroquímica estão fortemente presentes na vida

moderna, com larga aplicação nos diversos setores da industria, como o de

vestuários, automobilístico, hospitalar, e outros tantos. Dentre estes produtos,

destacam-se pela sua importância o etileno, produto consumido em larga escala na

forma de polímeros, e outros produtos como o propeno, 1.3-butadieno, benzeno e

xilenos, que irão alimentar as indústrias petroquímicas da segunda geração,

responsáveis pelos produtos que irão gerar as embalagens plásticas, borrachas

sintéticas, tubos e conexões, tintas, peças plásticas para industrias automobilísticas,

espumas, garrafas PET, solventes, nylon, pneus e demais produtos petroquímicos.

A principal rota comercial de obtenção do etileno é o petróleo, que através de

superfracionamento é separado em várias correntes de hidrocarbonetos, dentre elas

a nafta, que é a matéria prima do etileno. A Figura 2.01 representa a destilação do

óleo cru dando origem a nafta:



Figura 2.01 – Origem da nafta segundo Shreve [21]

g á s

g a so lina d e stila d a

q ue ro se ne o u ó le o c o m b ustíve l le ve

g a só le o

D ESTILA Ç Ã OATM O SFÉRIC AO U A VÁ C UO

D ESTILA Ç Ã O A VÁ C UO

D ESTILA Ç Ã O A VÁ C UO

re síd uo

re síd uo a sfá ltic o

re síd uo d e ó le o lub rific a nte

g a só le o p e sa d o

ó le o c o m b ustíve l p e sa d o


a sfa lto


ó le o lub rific a nte

re síd uo d e ó le o lub rific a nte

Ó LEO C RU


Numa unidade Central de matérias Primas, a nafta é craqueada em fornos de pirólise, onde ocorrem as reações de pirólise dos hidrocarbonetos, origem dos

principais produtos da indústria petroquímica, principalmente o etileno.

Capítulo 2 - Descrição do processo Em termos econômicos, a pirólise dos hidrocarbonetos tem sido um dos mais

importantes processos industriais desde a metade da década de 1950. O produto

etileno, representa quantitativamente o principal derivado da nafta, sendo a base

para aproximadamente 30% de todos os produtos petroquímicos produzidos.

Neste processo, os fornos de pirólise exercem um papel fundamental. Nestes

equipamentos ocorrem as reações de craqueamento térmico através do calor

(queima de combustíveis gasosos), gerando a energia necessária para promover as

reações, principalmente como calor radiante, das paredes do refratário para a parte

externa dos tubos e daí para a carga de nafta vaporizada que circula em seu interior,

juntamente com vapor d’água. A finalidade do vapor d’água é diminuir a formação do

coque e aumentar a velocidade espacial.

Como o etano é um subproduto desta planta, após sua separação este produto é

craqueado em fornos especialmente destinados para este fim, sendo um excelente

precursor de etileno.

Os fornos de pirólise também são utilizados com finalidades secundárias, com

objetivo de conservação e recuperação de energia, tais como pré-aquecimento de

água usada no sistema de geração de vapor de alta pressão, bem como no

aproveitamento da energia térmica contida em seu efluente: mistura de

hidrocarbonetos e vapor d’água em altas temperaturas

A pirólise é uma operação que envolve uma sequência complexa de reações

predominantemente endotérmicas que ocorrem a temperaturas elevadas e baixas

pressões. Na pirólise ocorre a quebra de cadeias longas de hidrocarbonetos

resultando em outras menores, principalmente olefinas, gerando também resíduos

de pirólise derivados de produtos com anéis aromáticos presentes na carga. Tais

condições, muito severas, podem ser aplicadas apenas em curtos períodos de

tempo, porque caso contrário, os produtos resultantes seriam envolvidos em reações

subsequentes que, além de afetarem desfavoravelmente em relação ao rendimento

a etileno, provocariam a formação inconveniente de polímeros pesados e coque. UFBA Modelagem de fornos de pirólise 22

Capítulo 2 - Descrição do processo A performance térmica e de processo de um forno de pirólise é uma função do

tempo de residência, temperatura das reações e pressão parcial dos

hidrocarbonetos. Isto implica em altos fluxos de calor com baixos tempos de

residência, em que são atingidas altas velocidades e temperaturas na câmara de

combustão e nas paredes dos tubos, que normalmente atingem temperaturas

superiores a 1000 oC.

A fim de satisfazer as condições acima mencionados, os fornos de pirólise são

projetados de forma a possuírem elevada eficiência térmica e regime de

aquecimento tal que a temperatura aumente constantemente da entrada até a saída

e que a transferência de calor para promover as reações desejadas se processe em

um tempo de contato da ordem de 0,3 a 0,6 segundos.

Um desenho esquemático de um forno de pirólise é mostrado na Figura 2.02, onde

a matéria prima (nafta) alimenta o forno na parte superior do forno, misturado com

certa quantidade de vapor de água (vapor de diluição). O fluxograma mostra os

principais componentes e variáveis de acompanhamento de processo.


Capítulo 2 - Descrição do processo Figura 2.02 - Desenho esquemático de um forno de pirólise

T CHAM

24 nafta

501495

491

13,2 DS/HC:

COT840

T CROSSOVER.:CH4 15,5% 3,4C2H4 26,7% G.comb.C3H6 14,1% Pirom.Ótico

nafta 980PCI: 12700 kcal/kg

C1/C3 1,10 53,2 MJ/kgC3/C2 0,53 CÁRGA TÉRMICA

45,5 GCal/hPotência Fornecida: 50,2 MW GCal/(ton Hc)Perdas dos gases 6,0 MWOutras Perdas 0,5 MWRendimento 87,1%

Serpentinas

RADIAÇÃO

Composição Efluentes (%m)

SEVERIDADE

2,009

��

��

VTI

CROSS OVER

ºCºC

ºC

t/h

ºC

ºC

t/h

t/hA B C

Radiãção

A carga no interior do forno flui da seção de convecção, onde ocorrem o

aquecimento e vaporização da carga conjuntamente com o vapor de diluição. O

projeto e o controle das variáveis de processo prevê a vaporização da carga de

modo a não ocorrer coquemento no interior dos tubos desta seção.

Da convecção a corrente flui para a seção de radiação. Neste processo a

temperatura é elevada pela queima do gás combustível e as reações de

craqueamento vão se processando ao longo da serpentina.


Capítulo 2 - Descrição do processo Na seção de radiação, o craqueamento térmico envolve uma série de reações

endotérmicas complexas, onde o mecanismo de transferência de calor predominante

é a radiação, caracterizada por altas taxas de transferência de energia.

Ao mesmo tempo em que ocorrem as reações de craqueamento, ocorre formação do coque, que vai gradualmente aderindo à superfície interna dos tubos,

principalmente na seção de radiação, onde são atingidas as maiores temperaturas,

representando mais de 90% da transferência de calor do forno. Com objetivo de se manter a temperatura da superfície dos tubos abaixo do limite,

determinado pelo material do tubo, é realizado um acompanhamento das

temperaturas das paredes dos tubos. Tal monitoramento é realizado pela leitura do

pirômetro em todos os fornos. Como resultado deste processo, é definida a retirada

do forno de operação para início do decoque quando a temperatura do tubo atinge o

valor máximo. Neste contexto é importante um sistema confiável de predição de

tempo de campanha dos fornos, modelado e validado para as características do

processo, visando a otimização da performance e de vida útil dos tubos.

O processo é controlado de forma a controlar a temperatura de saída dos fornos de

pirólise, de forma que a temperatura dos hidrocarbonetos na saída da radiação esteja

na ordem de 840oC, passando imediatamente a resfriadores especiais, conhecidos

como TLE’s (“transfer line exchangers” ou trocadores da linha de transferência), que

visam interromper reações secundárias de degradação do etileno, além de limitar a

formação do coque. O bom funcionamento destes trocadores de calor está

intimamente relacionado a operação dos fornos, em função das gomas e materiais

poliméricos incrustantes que vão sendo formados nestes equipamentos no decorrer

das campanhas, elevando a perda de carga e atuando como elemento de restrição

de fluxo, levando a parada dos fornos para limpeza destes trocadores.

Após o resfriamento nos TLE's, os produtos passam por um fracionamento primário,

condensação e separação das correntes mais pesadas deste efluente, que alimentam

outros sistemas onde ocorre a recuperação de grande parte de energia térmica UFBA Modelagem de fornos de pirólise 25

Capítulo 2 - Descrição do processo gerada durante o craqueamento térmico da nafta e separação dos subprodutos

pesados, como o gasóleo e resíduo de pirólise.

A corrente mais leve irá alimentar a unidade de compressão e tratamento do gás de

carga e daí para a seção criogênica da planta, que tem como objetivo executar a

separação e purificação dos principais produtos finais da planta, de onde são

enviados para as industrias produtoras de segunda geração.

Na Figura 2.03 é mostrado um diagrama simplificado da unidade de olefinas da

COPENE, representando todos os compostos produzidos.


Capítulo 2 - Descrição do processo Figura 2.03 - Diagrama simplificado da unidade de olefinas da COPENE

FLUXOGRAMA SIMPLIFICADO DA PLANTA DE ETENO-I

IRÓ

LIS

E

O C4

RO

*

UFBA

*

12 F

OR

NO

S D

E P

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E

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O

Modelagem de fornos de piró

*

lise 27

Capítulo 2 - Descrição do processo 2.I Pirólise de hidrocarbonetos A seção de pirólise é considerada o coração da planta de eteno, pois gera todos

os produtos, enquanto as demais seções tem como objetivo executar a separação e

purificação dos produtos. Através dos rendimentos das reações da pirólise é que se viabiliza economicamente a unidade, seja pelo aspecto de consumo de matéria prima específica ou pela eficiência energética.

A pirólise dos hidrocarbonetos é quase que exclusivamente efetuada nas serpentinas

dos fornos, que requerem altas taxas de transferência de calor devido ao caráter

endotérmico das reações. Estas são reações complexas devido a grande diversidade

de hidrocarbonetos presentes, onde ocorrem a quebra de cadeias longas

(principalmente parafinas e cicloparafinas), resultando em cadeias menores,

principalmente de olefinas, formando também resíduos de pirólise derivados de anéis

aromáticos presentes na carga. Estas últimas reações são indesejáveis no processo.

Tem ocorrido nos últimos anos avanços tecnológicos e melhorias de desempenho

relacionadas a melhorias nos aspectos de projeto dos fornos. O nível de avanço

tecnológico é fruto de grande esforço em pesquisas relacionadas aos fundamentos

científicos e das principais reações ocorridas. A natureza das reações de pirólise

estão entre as mais complicadas da química dos hidrocarbonetos, devido as seguintes

características:

• As matérias primas e a maioria dos produtos finais são misturas

multicomponentes. Assim, devido a complexidade desta mistura, centenas de

reações podem ocorrer;

• As reações ocorrem de acordo com mecanismos de reações paralelas e

consecutivas;

• Surgem compostos intermediários com vida efêmera e que são difíceis de serem

detectados experimentalmente;

• Conversões ocorrem a altas temperaturas;

• As reações devem ser bruscamente interrompidas, ou seja, após o tempo de

reação da ordem de fração de segundos, a corrente passa imediatamente ao UFBA Modelagem de fornos de pirólise 28


resfriamento.

A eficiência da pirólise num forno é função de três fatores:

• Tempo de residência, definido como o tempo necessário por uma unidade de

carga para atravessar toda a serpentina,

• Temperatura das reações

• Pressão parcial de hidrocarbonetos.

O efeito do tempo de residência sobre a seletividade se deve ao fato das olefinas

serem produzidas num tempo de residência muito baixo. Para o craqueamento dos

hidrocarbonetos são necessárias grandes velocidades nas serpentinas e temperaturas

de parede de tubo em torno de 1000oC

2.II Conversão e severidade A conversão da carga significa o grau de desaparecimento dos hidrocarbonetos que

são introduzidos no forno, gerando os produtos do craqueamento. Para uma

conversão 100% significa que toda a carga desaparece e os produtos da pirólise não

apresentam nem uma só molécula que esteve presente na carga do forno.

Conversão máxima ou total, não é possível na prática.

Medir a conversão de uma carga cuja composição é uma mistura de

hidrocarbonetos torna-se difícil. Para o caso da nafta, um dos métodos é comparar o

n-pentano contido no efluente do forno em relação ao contido na carga. Tal escolha,

vem do fato que o n-pentano contido no efluente do forno será o mesmo da carga,

pois não se espera a formação de tal composto durante o craqueamento.

No caso de uma nafta com 10% (em peso) de n-pentano, craqueada no forno em

condições de severidade tais que no efluente apareça apenas 1% (em peso) deste

componente, a relação de conversão será de 90%. Para aumentar de 90% para 95%

essa relação de conversão é necessário que o efluente apresente apenas 0,5% de UFBA Modelagem de fornos de pirólise 29

Capítulo 2 - Descrição do processo n-pentanos, ou seja 20 vezes a menos que a carga. Este aumento de conversão

exigirá um aumento na severidade do forno, porque quanto maior for a severidade maior será a conversão. Maior severidade significa condições operacionais mais

agressivas, utilizando maiores temperaturas.

A forma de usual de representar a severidade do craqueamento é comparar a

relação entre rendimentos de produtos importantes. Por exemplo, as razões entre

hidrocarbonetos C1/C2 e C3/C2 são muito utilizadas para comparar severidade,

necessitando para isto um confiável analisador do efluente. Normalmente a relação

C3/C2 é mais utilizada, pois indica a quantidade de etileno em relação ao propeno

gerado no craqueamento. O termo "máxima severidade" é também muito usado.

Para um dado forno e uma dada carga, a máxima severidade será aquela que

maximizará a produção de etileno para uma determinado tempo de campanha.

Como severidade significa condições operacionais mais agressivas, embora ocorra

uma maior conversão de produtos, implica menores campanhas e formação de

coque, reduzindo progressivamente a eficiência de transferência de calor no forno

(aumento de energia causada pelo aumento progressivo do consumo de gás

combustível). Assim, a operação dos fornos é norteada pelo controle das condições

de severidade visando atingir máximas campanhas, atendendo as restrições de

eficiência e de vida útil das serpentinas.

Operação com alta severidade, embora aumente a produção de produtos mais

nobres, implica numa maior geração de coque e consequente encurtamento das

campanhas, podendo ocasionar uma perda de produtividade. Assim, o ponto ótimo é

determinado pelo lucro operacional, tendo como objetivo a maior campanha e

rendimentos possíveis.


Capítulo 2 - Descrição do processo 2.III Radiação

A radiação é um processo de transmissão de calor onde não existe o uso de matéria

como transportadora, pois a transmissão do calor se faz à distância, diretamente do

corpo emissor de calor ao receptor. A teoria define que todos os corpos a

temperatura acima do zero absoluto emitem energia radiante, e em todos os

comprimentos de onda.

Em temperaturas elevadas, a quantidade de energia radiante gera luz, ou seja,

emissões na faixa visível, e o olho humano pode detectar a radiação. Acima de

700oC, uma quantidade radiante suficiente passa a ser observada e um objeto a

essa temperatura passa a brilhar com cor avermelhada. A medida que a temperatura

cresce, a cor muda de vermelho vivo a amarelo, tornando-se quase branca a cerca

de 1300 oC.

A quantidade de calor transferida de um corpo quente a um mais frio é igual à

diferença entre o calor “radiado” pelo mais quente para o mais frio e o “radiado” do

mais frio para o mais quente. Sabe-se que a quantidade de calor transferida por

unidade de tempo e de área é proporcional à quarta potência da diferença entre as

temperaturas, conforme lei de Stefan-Boltzman.

Q = Coeficiente x (T14 - T24)

T1 = temperatura do corpo quente

T2 = temperatura do corpo frio

Esse coeficiente é determinado através das caracterísitcas de comportamento

emissivo dos materiais envolvidos. Nos fornos de pirólise observa-se esse tipo de radiação na transferência de calor entre as paredes refratárias e as serpentinas. As paredes interiores do forno se aquecem através do calor gerado

pela combustão nos maçaricos, e transmitem-no por radiação às serpentinas. Este

tipo de radiação é conhecida como radiação entre sólidos.


Capítulo 2 - Descrição do processo Além da radiação das paredes observa-se transferência de calor por radiação

diretamente da chama para as serpentinas. Essa radiação é denominada "CHAMA

LUMINOSA". Tal mecanismo é utilizado para o aquecimento tanto diretamente das

serpentinas quanto das paredes do forno. A radiação de chama é uma função de

muitas variáveis sendo as mais importantes: composição, temperatura e vazão do

combustível, relação combustível / ar, espessura da chama, distância do queimador

e temperatura do ar.

A radiação total da chama é composta em parte pela radiação sólida das partículas

de fumo, que ao se queimarem dão origem à luminosidade da chama; e pela

radiação gasosa. Esta radiação é originária das moléculas de CO2 e H2O a altas

temperaturas, e não obedece a lei da quarta potência da temperatura nem nenhuma

outra lei exponencial. Isto se deve ao fato de que os gases, diferentemente dos

sólidos, não irradiam em todas os comprimentos de onda, mas restringem as suas

emissões a 3 ou 4 bandas de comprimento de onda bem definidos.

Ao contrário das leis de transmissão de calor por convecção, as leis de radiação

gasosa não incluem o fator velocidade. No entanto, a velocidade dos gases é

importante, pois ao transferir calor para as serpentinas, o gás se resfria, e caso não

seja contínua e suficientemente renovado cairá a diferença de temperatura entre os

gases radiantes e a carga, baixando o valor da taxa de troca térmica.

Na radiação, é importante o conceito de emissividade “ε”, utilizado em pirometria

para determinação de temperatura de parede de tubulações. A emissividade

consiste na fração da radiação do corpo negro emitida pela superfície real. Nos

cálculos transferência de calor em câmaras de combustão de fornos, a emissividade

do gás depende dos fatores a seguir:

- Composição ou pressões parciais dos gases radiantes, CO2 e H2O ;

- Temperaturas do gás;

- Geometria do forno e da serpentina.


Para uma superfície de refratários, o fator de emissividade “ε “ depende do material,

da condição da superfície arranjo geométrico e faixas de temperaturas de operação.

Capítulo 2 - Descrição do processo A absorção de calor pela nafta é afetada pelo depósito do coque, podendo ser

reduzido o coeficiente global de transmissão de calor em até 30%.

As paredes interiores do forno se aquecem através do calor gerado pela combustão

nos maçaricos, e transmitem-no por radiação às serpentinas. Assim, é grande a

influência da vazão de combustível e da boa distribuição de calor no interior da zona

de radiação do forno na transferência de calor.

2.IV Caracterização da nafta : propriedades A COPENE não tem o controle das características da nafta que é processada em

seus fornos de pirólise, uma vez que a Refinaria Landulfo Alves, localizada no

município de Candeias, na Bahia, não tem a capacidade de produção de nafta

necessária a suprir a capacidade instalada da COPENE. Assim sendo, existe

necessidade de recebimento de naftas através de navios, em larga escala,

originárias de várias partes do mundo, com características bastante diferenciadas

quanto a propriedades físicas e químicas.

As características da nafta, principalmente composição química e densidade, tem

influência direta no rendimento do craqueamento térmico a produtos nobres,

principalmente etileno, e no potencial de formação de coque em serpentinas dos

fornos e nos TLE’s.

Devido as variações nas características da nafta na COPENE, se faz necessário a

definição do tipo de carga que melhor represente o conjunto das naftas que são

processadas efetivamente nos fornos.

Em 1999 foi realizado estudo na COPENE [24], onde foram pesquisadas as

características fisico-químicas das naftas processadas no período compreendido entre

1996 e 1999. Os resultados gerados deste estudo foram utilizados no planejamento /

definição do período de testes na planta e aquisição de dados de processo. UFBA Modelagem de fornos de pirólise 33

Capítulo 2 - Descrição do processo A base do estudo realizado seguiu o seguinte procedimento:

Com os dados de acompanhamento das naftas, procedeu-se ao cálculo da

estatística básica para as mesmas, identificando-se as naftas que se encontravam

nos limites, máximo e mínimo, das seguinte variáveis: PID (ponto inicial de

destilação), PFD (ponto final de destilação) e densidade, além da própria média

aritmética, “moda” e variância para cada variável monitorada, obtendo-se resultados

consistentes.

Figura 2.IV.01 e Figura 2.IV.02 mostram os percentuais de frequência de densidade

e ponto final de destilação no período da pesquisa.

Figura 2.IV.01 - % frequência da densidade (1996 a 1999)

densidade NB

05

10152025303540

.660<

=x<.6

70

.670<

=x<.6

80

.680<

=x<.6

90

.690<

=x<.7

00

.700<

=x<.7

10

.710<

=x<.7

200

.720<

=x<.7

30

densidade

% fr

equê

ncia

Seqüência2

curva que melhorrepresenta


Capítulo 2 - Descrição do processo Figura 2.IV.02 - % frequência do ponto final de destilação (1996 a 1999)

Ponto final de destilação

-505

10152025

147<

=x<1

49

151<

=x<1

53

155<

=x<1

57

159<

=x<1

61

163<

=x<1

65

167<

=x<1

69

171<

=x<1

73

175<

=x<1

77

179<

=x<1

81

faixas de ponto final

%

Os resultados mostrados nas Figura 2.IV.01 e Figura 2.IV.02 apontam para as

seguintes características da nafta considerada como mais utilizada no período:

Tabela 2.IV.01 – Características da nafta (média do período)

Percentual de n-parafinas 34,2 %

Densidade 0,712

Ponto final de destilação 174 oC

Como resultado foi definido que, para esta pesquisa, a aquisição de dados seria

realizada no período em que os fornos estivessem processando nafta bruta, uma vez

que este tipo de nafta sofre menos variações de composição e se aproxima da

qualidade da nafta que melhor representou o universo matérias primas investigadas.


Capítulo 2 - Descrição do processo 2.V Características construtivas dos fornos de pirólise o desempenho de um forno de pirólise está relacionado a relação tempo de

residência, temperatura de reação e pressão parcial de hidrocarbonetos. Uma vez

fixada a geometria e configuração do forno, as possibilidades de variar os

parâmetros de processo ficam limitadas.

Nos últimos anos desenvolvimentos significantes tem sido realizados em projeto e

operação dos fornos. A utilização de novos materiais e configurações de serpentinas

tem permitido operação com maiores temperaturas. Segundo Wysiekierski e Fischer

[2], a produtividade pode ser aumentada em cerca de 30% pelo incremento de 37oC

na temperatura de saída da serpentina de craquamento.

O desenvolvimento de novos materiais e configurações tem gerado maior

acréscimo em rendimentos, confiabilidade, resistência a carburização, extensão de

campanhas e vida útil de tubos, e reduções de paradas para decoques.

A concepção dos fornos utilizadas nesta pesquisa é de tecnologia “Lummus”,

denominados SRT-III. A configuração de projeto deste tipo de forno é tal que o

conjunto de reações a produtos nobres sejam realizadas em curto espaço de tempo.

Isto implica em altas taxas de transferência de calor, com condições severas de

temperaturas na câmara de combustão nas paredes dos tubos.

Os fornos tipo SRT-III, de projeto “Lummus”, são tubulares com aquecimento direto,

cujo esquema simplificado pode ser visto na Figura 2.V.01.

O forno é dividido em uma região de convecção e uma região de radiação. Na

primeira região a mistura de reagentes é pré-aquecida e na segunda se processam

as reações no interior das serpentinas. Dentro da câmara de combustão existem os

queimadores de gás combustível, que fornece o calor radiante necessário para que

as reações de pirólise, extremamente endotérmicas, ocorram. O número de tubos e

seu arranjo são projetados de forma a se atingir uma determinada conversão dos

hidrocarbonetos da nafta em produtos desejáveis.


Capítulo 2 - Descrição do processo Figura 2.V.01 – Serpentina da radiação


Capítulo 2 - Descrição do processo Na evolução do projeto dos fornos de pirólise, uma grande limitação é a capacidade

dos materiais em suportar altas temperaturas. A uniformidade da liberação de calor

é importante parâmetro de projeto. O fluxo de calor deve ser o mesmo para toda a

câmara de combustão.

Sendo a limitação de projeto a temperatura de parede do tubo, esta limita a taxa de

liberação de calor, sendo importante a uniformidade da queima.

Para desenvolver e melhorar a uniformidade da temperatura de tubo, as seguintes

melhorias são utilizadas nos fornos modernos:

a) os tubos são colocados numa só fileira, recebendo calor igualmente de ambos os

lados - para 2 fileiras por exemplo haveria maiores diferenças no fluxo de calor entre

2 pontos quaisquer dos tubos.

b) o espaçamento entre tubos é tal que permita maior uniformidade circunferencial

do fluxo de calor.

c) a queima de combustível na zona de radiação é feita por muitos maçaricos distribuídos entre toda a área plana refratária, gerando assim um plano de radiação

uniforme.

d) a zona de convecção está de tal forma próxima à zona de radiação para que se

mantenha altas taxas de transferência de calor já no início da radiação.

O uso de tubos verticais trouxe também vantagens:

- menos problemas de suporte

- facilidade em visualizar serpentinas

- não impõe limitação ao tamanho do forno

No tipo de forno SRT-III, é atingida uma superior conversão a produtos nobres,

originada principalmente do menor tempo de residência e menor pressão parcial de

hidrocarbonetos.


Capítulo 2 - Descrição do processo Nos fornos SRT-III, a carga é alimentada e distribuída em 6 passes na zona de

convecção, onde ocorre o pré-aquecimento de carga, pré aquecimento de água de

caldeira e novo aquecimento de carga já misturada ao vapor de diluição.

Posteriormente a carga passa pela zona de radiação, onde se completam as

reações de craqueamento. Ao deixar o forno, a carga é reunida em três passes e

passa por trocadores de calor (TLE’s), onde é resfriada, gerando vapor de alta

pressão.

Na zona de radiação estão instalados 180 queimadores (90 de cada lado maior do

forno). São 9 ramais verticais de 10 queimadores por ramal. O combustível fornecido

é o “gás combustível” gerado no próprio processo, rico em metano, com poder

calorífico em torno de 12.400 Kcal/Kg. A chama dos queimadores incide nas

paredes refratárias, como forma de intensificar a troca de calor por radiação com a

carga e promover as reações de craqueamento. Na tabela 2.V.01 são mostradas as

características do forno tipo SRT-III:

tabela 2.V.01 – Características do forno tipo SRT-III No de

tubos

Diâmetro

externo

(mm)

Espessura

de parede

(mm)

Comprimento

reto

(mm)

Área de

troca

(m2)

Carga

térmica por

área

(Kcal/h/m2)

Carga

térmica

(Kcal/hx106)

12 141 7,0 12200 76 79900 6,06

12 108 5,5 12200 53,5 79900 4,27

12 89 5,5 12200 87,6 79900 7,03

Na Figura 2.V.02 é mostrado o sistema detalhado da radiação de um forno tipo

SRT-III.


Capítulo 2 - Descrição do processo Figura 2.V.02 – Radiação do forno tipo SRT-III

45

1105

11895

450

1127

190

45

11525

325

45

114

958

152

260

45

12912

255

11320

12707

14577

45

260

230

127

3 681 52 1 52

4 5 4 5

SISTEM A D E RA D IA Ç Ã O - SRT III

Entrada de carga


Capítulo 2 - Descrição do processo Os fornos tipo SRT-III em que foram realizados os testes e aquisição de dados e

validação do modelo selecionado são os BA-1101 e BA-1102.

2.VI Formação do coque nos fornos de pirólise

A formação de coque nos fornos de pirólise é um processo extremamente complexo,

através de reações químicas dos precursores do coque fase gás, resultando na

deposição de complexos de carbono e hidrogênio. Tal deposição resulta na redução

do rendimento dos produtos, acréscimo no consumo de energia, elevação na perda

de carga e redução da vida útil da serpentina. Os fornos de pirólise operam sempre

buscando o equilíbrio entre produção, tempo de campanha e rendimentos dos produtos, uma vez que operação com alta severidade, embora aumente a

produção, implica numa maior geração de coque e consequente encurtamento das

campanhas, podendo ocasionar perda de produtividade.

Com o aumento do peso molecular da carga ocorre um aumento da taxa de

formação do coque. No processamento do gasóleo como matéria prima a taxa de

formação de coque é duas a três vezes maior que a taxa no processamento de nafta

nas mesmas condições operacionais.

A taxa de formação do coque é influenciada por variáveis de processo: temperatura,

pressões parciais dos hidrocarbonetos e tempo de residência dos reagentes. Com o

acréscimo do tempo de residência na zona de radiação a taxa de formação do

coque aumenta. A presença do vapor de diluição tem como principal objetivo a

redução da pressão parcial dos hidrocarbonetos, favorecendo o decréscimo da

formação dos compostos geradores do coque.

A deposição do coque é também grandemente influenciada pela configuração e

projeto dos fornos. É de fundamental importância a correta seleção do diâmetro e do

comprimento total dos tubos da serpentina, devido a necessidade da operação com

o mínimo de queda de pressão no interior do forno, favorecendo a redução no tempo

de residência. UFBA Modelagem de fornos de pirólise 41

Capítulo 2 - Descrição do processo Como resultado do aumento da espessura da camada de coque durante a

campanha, as temperaturas dos tubos sofrem elevação, gerando como resultado

uma elevação na taxa de deposição, que implica numa evolução da perda de carga.

A Figura 2.VI.01 mostra um perfil típico de temperatura na parede externa dos tubos

provocada pela camada de coque comparada com o tubo limpo

Figura 2.VI.01 – Perfil de temperatura (tubo limpo X tubo com coque)

Mecanismos de formação do coque

Em recente simpósio em março de 2000, Albright [22] publicou o que é considerado

como o estado da arte relacionada ao mecanismo de formação do coque em fornos

de pirólise. A teoria geralmente aceita também por outros autores, como Brum e

Sposito [23] em 1999, Babash e Mukhina [15] em 1999 e Reyniers e Froment [18] em

1994, descreve que o coque depositado nas serpentinas dos fornos podem ter as

seguintes configurações:


Capítulo 2 - Descrição do processo 1. Coque catalítico ou filamentoso:

Hidrocarbonetos em fase gasosa reagem com o níquel ou ferro presente na superfície

dos tubos da serpentina da zona de radiação. O acetileno é conhecido como

excelente precursor deste tipo de coque. O carbono se difunde através das partículas

do metal e se deposita como coque sólido, com característica de filamento ou fibra. O

crescimento continua até o metal ser coberto com outros tipos de coque. Em termos

de massa, este tipo de coque geralmente ocorre como uma pequena fração do coque

total. Ele tem as seguintes características:

Ocorrem em temperaturas superiores a 500oC;

Filamentos ou fibras tendem a se tornar grafíticos, aderindo ao metal;

Corroem a superfície do metal;

É comum presença de partículas de coque suspensas, como aerosol, no gás;

As reações da formação do coque filamentoso são do tipo radicais livres,

principalmente com compostos insaturados presentes na nafta em fase gás, como

o acetileno e o etileno.

2. Coque amorfo

Neste mecanismo, o coque é formado em quantidade significante por reações não

catalíticas dos hidrocarbonetos da nafta em fase gasosa durante o craqueamento

térmico, ocorrendo normalmente em temperatura próxima aos 800oC. Por este

mecanismo, coque de alta viscosidade é formado por reações de adição e

decomposição na superfície do coque por compostos insaturados, principalmente em

cadeias com estruturas alifáticas ou aromáticas, gerando um crescimento contínuo da

estrutura do coque.

3. Coque grafítico:

Coque formado através de reações por radicais livres em altas temperaturas,

normalmente acima dos 800oC, envolvendo compostos com o acetileno, etileno,

propileno e butadieno com radicais livres da superfície do coque existente. O

resultado é o crescimento do depósito de carbono tipo grafítico pela intensa iteração

das ligações C-H dos compostos insaturados precursores do coque com a superfície

do coque formado pelo mecanismo catalítico. UFBA Modelagem de fornos de pirólise 43

Capítulo 2 - Descrição do processo 2.VII Resumo do Capítulo 2 Neste capítulo foi realizada uma a descrição do processo de uma unidade de

olefinas, enfocando a importância dos fornos de pirólise. Foi discutido o

craqueamento térmico ou pirólise de hidrocarbonetos nas serpentinas dos fornos,

que implica em altos fluxos de calor com baixos tempos de residência, envolvendo

uma sequência complexa de reações de quebras de cadeias de hidrocarbonetos,

gerando os produtos derivados da pirólise. Foram introduzidos os conceitos de

conversão e severidade, sendo avaliados os impactos do aumento de severidade na

produtividade de uma unidade petroquímica básica. Como conclusão, o ponto ótimo

de operação dos fornos é determinado pelas condições de severidade de forma a

atingir as maiores campanhas e rendimentos, atendendo as restrições de eficiência

e vida útil das serpentinas

No capítulo foi estudado o conceito da radiação, mecanismo de transmissão de calor

que ocorre entre as serpentinas e as paredes dos tubos dos fornos; além da

caracterização das propriedades da nafta e dos detalhes construtivos de um forno

de pirólise, uma vez que estes fatores tem influência direta no rendimento do

craqueamento térmico.

Ainda no capítulo foram estudados os mecanismos de formação e deposição do

coque no interior das serpentinas dos fornos de pirólise e a influência das variáveis

de processo nas reações de formação do coque, fatores importantes para a busca

do equilíbrio entre produção, tempo de campanha e rendimentos dos produtos.

No próximo capítulo será realizada a atualização da revisão bibliográfica dos

mecanismos de formação do coque e determinação da evolução e do estágio de

desenvolvimento de modelos previsão de campanhas de fornos de pirólise.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica

Capítulo 3

Revisão bibliográfica 3.I Modelos

A formação do coque no processo industrial de pirólise é um processo complexo,

difícil de ser modelado precisamente em termos matemáticos, uma vez que depende

de uma série de fatores: qualidade da carga processada, condições de operação e

características construtivas dos fornos . A investigação da deposição do coque tem

grande importância comercial, pois está relacionada ao desempenho operacional

das unidades de produção de etileno, uma vez que o coque aumenta o consumo de

energia e os custos de manutenção, diminui a vida útil das serpentinas e pode afetar

a produção.

Um dos primeiros modelos proposto e testado comercialmente, para determinação

da evolução da temperatura do metal do tubo (Tskin) ao longo de uma campanha

em fornos de pirólise foi apresentado por Chambers [5] em 1974. Tal modelo gera

uma estimativa do perfil de temperatura na parede dos tubos baseado na

concentração de compostos precursores de coque e na severidade do

craqueamento, determinando a resistência a transferência de calor devido a

evolução da deposição do coque na parede da tubulação. Esta publicação trouxe

importante contribuição quanto a aspectos relacionados a maximização da produção

do etileno e de extensão de campanhas de fornos de pirólise, através de equações

fundamentais de engenharia: conversão, tempo de residência, perda de carga e

transferência de calor.

Um modelo simples descrevendo o fenômeno da formação do coque foi proposto

por Solomon [6] em 1977, desenvolvido com as seguintes características:


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica Modelo da taxa de formação do coque, segundo dois mecanismos:

1. Transferência de massa dos compostos precursores do coque, do gás para a

parede do tubo;

2. Reações químicas dos precursores nas paredes dos tubos, resultando na

formação e deposição do coque. Nele, a máxima espessura do coque coincide

com a máxima temperatura permitida no metal do tubo ou a máxima perda de

carga;

Modelo da transferência de calor para a temperatura do tubo (skin temperature)

Algumas aplicações do modelo proposto por Solomon foram relatadas na literatura,

inclusive com aplicações práticas em unidades petroquímicas, apresentando bons

resultados, confirmando dados de performance em plantas industriais. O modelo

proposto por Solomon foi adotado de forma simplificada e introduzido no programa

interno do otimizador de processo utilizado na COPENE. Este modelo trouxe a

vantagem de introduzir modelo baseado em transferência de calor e de massa para

prever a evolução do coque em termos matemáticos.

Em 1995, Ohshima [7], descreveu uma aplicação do modelo do Solomon usando

dados operacionais de uma unidade petroquímica (Maruzen Petrochemical – Japão),

mostrando como a temperatura da parede dos tubos e a formação do coque são

influenciadas pelas condições operacionais. Foi utilizado um modelo recursivo e

estocástico ( filtro de Kalman), para estimativa dos parâmetros. Os resultados

apresentados foram bons, representando bem a relação entre as variáveis de

processo e a evolução da temperatura da parede do tubo. O estudo de simulação

apresentado mostrou que duas medições manuais de temperatura de parede do

tubo (Tskin), se apropriadamente realizadas, provê informação suficiente para

predição dos parâmetros e determinar a evolução da temperatura ao longo da

campanha.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica Em 1997, Kano [8] propôs uma modificação no modelo original de Solomon,

introduzindo novas variáveis de processo (vazões de nafta e de vapor de diluição) e

testando através de uma aplicação numa unidade petroquímica. Os resultados

apresentados tiveram uma boa concordância com os dados de planta, sendo

utilizado o método de PLS (mínimos quadrados parciais) para estimativa de

parâmetros do modelo. Este modelo representou uma evolução, uma vez que novas

variáveis de processo foram introduzidas, gerando bons resultados.

Vários outros modelos qualitativos e quantitativos foram desenvolvidos prevendo

taxas de deposição de carbono nos tubos dos fornos de pirólise, descrevendo os

efeitos da variação de temperatura na performance destes equipamentos:

Em 1992, Heynderickx e Froment [9] apresentaram um modelo prevendo a influência

da não uniformidade de temperaturas ao longo do tubo, gerando coque localizado.

Este modelo é baseado na simulação das reações pelo método das zonas,

desenvolvidos por Froment e Plehiers [10] em 1989, em que foi gerado um programa

de simulação descrevendo o mecanismo complexo de transferência de calor em um

forno. A simulação deste modelo permite o cálculo rigoroso, com grande esforço

computacional devido a discretização do tubo em zonas, da não uniformidade das

condições de reação. O modelo gerado nesta pesquisa agregou uma questão

importante, que é a não uniformidade da formação do coque, embora com a

desvantagem da dificuldade de utilização, em função da complexidade das

equações matemáticas utilizadas.

Em 1994 Kopinke e Zimmermann [11] realizaram uma simulação de uma campanha

do craqueamento térmico num forno, combinando um modelo de cinética da pirólise

da nafta com o modelo de fluxo de calor desenvolvido por Heynderickx e Froment

[9]. A combinação dos modelos permitiu uma simulação detalhada com aplicação

numa unidade industrial, apresentando bons resultados quanto à taxa de deposição

do coque, com boa aproximação entre a simulação e os dados experimentais. Esta

linha de desenvolvimento culminou com o desenvolvimento de programas de

simulação CRACSIM e FURNACE, com aplicação em unidade industrial em 1996 UFBA Modelagem de fornos de pirólise 47

Capítulo 3 - Revisão bibliográfica [4]. Os programas comerciais gerados desta linha de pesquisa vem sendo utilizada

em larga escala em unidades industriais.

Goossens [12] e [13], e Lou [14] contribuíram com modelos que evoluíram de

sistemas simples, até previsões consistentes dos efeitos da formação do coque e

sua influência no desempenho dos fornos. Tais modelos são baseados em

equações descrevendo os efeitos da não uniformidade do crescimento do depósito

de coque no interior do tubo, relacionadas aos mecanismos de cinética das mais

importantes reações de polimerização e de dehidrogenação para formação dos

compostos complexos de carbono no interior do tubo. A consistência desta linha de

pesquisa está relacionada a introdução de mecanismos de cinética bem

desenvolvidos e de extensa base de dados experimentais para comprovação dos

resultados.

Baseado na avaliação das diversas linhas de desenvolvimento de modelos, desde

os mais simples até os mais rigorosos, adotamos nesta pesquisa o modelo proposto

por Solomon, pelos seguintes motivos:

Simplicidade: modelo construído a partir de medições de dados do processo,

através dos quais são determinados os parâmetros do modelo;

Bons resultados em outras unidades industriais;

Parâmetros relacionados às características da matéria prima e do coque;

Potencial para melhorar o modelo, através de introdução de novas propriedades;

O modelo prevê tempo de campanha baseado em transferência de calor e de

massa.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica 3.II Cinética da deposição de coque em pirólise de nafta

Existem várias teorias e aspectos conceituais sobre o mecanismo de formação do

coque durante o processamento de nafta em fornos de pirólise. Babash e Mukhina

[15], em 1999, fizeram um resumo dos conceitos científicos da formação do coque

na pirólise de hidrocarbonetos. De acordo com os resultados dos grupos de estudo,

os mecanismos de formação mais representativos são os seguintes:

Reações heterogêneas de decomposição de hidrocarbonetos na superfície do

metal da serpentina, com formação de coque catalítico tipo filamentoso

contendo de 1 a 2% de metal. Normalmente ocorrem na superfície dos tubos

limpos em início de campanha dos fornos, catalisados por metais como o ferro,

níquel ou cromo em altas temperaturas.

Reações de dehidrogenação e condensação de hidrocarbonetos insaturados,

especialmente aromáticos policíclicos, em fase gasosa, com formação de coque assintótico tipo amorfo, que ocorrem normalmente em superfície já cobertas

com coque (sem o contato com o metal) e altas temperaturas, típica de

campanhas em andamento.

Estes mecanismos são confirmados por dados cinéticos relatados em processos de

deposição de coque. No primeiro estágio a taxa de deposição do coque é maior

devido a influência catalítica do metal da parede do tubo na decomposição dos

predecessores do coque. Segundo Babash[15], a atividade catalítica dos metais

decresce segundo a seguinte ordem: Fe > Ni > Ti > Zr > Cu > W.

No decorrer da campanha ocorre um decréscimo na taxa de formação do coque que

se mantém relativamente constante até o final, devido ao fato da diminuição da

atividade catalítica e de prevalecer a formação do coque tipo amorfo na superfície

coberta com camada de carbono.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica A composição e propriedades físicas do coque dependem das condições de

processo e da composição da matéria prima. As seguintes estruturas de depósitos

de coque foram identificados:

Carbono laminar ou pirocarbono (coque anisotrópico) em forma de camadas de

forma ordenada;

Carbono fibroso em forma de filamento ou fibra;

Coque isotrópico, composto de partículas esféricas.

A estrutura do coque é determinado pela severidade do processo. Quando são

processadas naftas em temperaturas superiores a 900oC, é formado um coque

laminar de cor negra. Em temperaturas inferiores a 900oC é formado um coque

composto de partículas esféricas de cor cinza escuro.

A taxa de formação do coque depende das características da matéria prima:

composição, peso molecular e presença de enxofre.

A formação do coque em pirólise de nafta com característica diolefínica é mais

intensiva que olefínica ou parafínica.

Segundo Pribylov [16] em 1999, baseado em dados experimentais de pirólise de

hidrocarbonetos, a tendência de aumento na formação de coque obedece a seguinte

ordem: Metano < etano < etileno , tolueno < propileno , xilenos , naftaleno <

alcenos C4+ < ciclopentadieno < alcenos C3 < antracenos < acetileno.

Vários autores realizaram formulações teóricas da cinética da taxa de deposição do

coque da pirólise da nafta, gerando modelos que ao longo dos últimos anos vem

sendo confrontados com dados experimentais. Devido a complexidade das reações

e da diversidade dos compostos presentes na nafta, a maioria dos modelos são

simplificados e válidos para determinadas condições em que foram validados via

dados experimentais.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica Entre as propostas de modelos cinéticos, se destacam os autores [17 ], [18], [19 ] e

[20].

Zou , Lou, Mo e Feng [17] em 1993, propuseram uma série de modelos cinéticos,

utilizados para predição do perfil de coque, expressos em função da temperatura e

concentrações de uma série de componentes, visando determinar o grau de geração

do coque. Os resultados experimentais demonstraram que o etileno e compostos

aromáticos funcionam como precursores do coque, sendo que estes últimos são

predominantes. Pelo modelo cinético proposto, a taxa de formação do coque pode

ser representado conforme a seguinte equação:

Nafta → produtos

C2H4 → coque

Aromáticos → coque

37,121234,1214 )]/104,1([1039,1)]/1024,2[exp(105

42 ArHcc CRTxEXPXCRTxxr −+−=

onde:

rc - Taxa de deposição do coque

R - Constante Universal dos Gases

T – Temperatura do processo

CC2H4 e CAr – Concentrações de C2H4 e de compostos aromáticos

O modelo proposto na publicação foi testado em unidade piloto, merecendo

validação em unidade industrial. Entretanto, gerou uma informação importante

quanto a predominância de compostos aromáticos como precursores do coque e em

segunda instância da influência também do etileno.

Reyniers e Froment [18] em 1994, formularam a cinética da taxa de deposição do

coque baseado nas concentrações dos precursores do coque, que são classificados

em grupos, dependendo das suas características: duplas ou triplas ligações e


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica presença de anéis aromáticos. Nesta proposta o modelo da taxa de formação do

coque foi combinado com o modelo cinético da pirólise da nafta, em que são

geradas concentrações de H2, CH4 e de compostos precursores do coque ao longo

dos tubos, principalmente compostos insaturados e aromáticos. O modelo cinético

foi testado detalhadamente numa unidade de craqueamento térmico, com

procedimento rico em detalhes, e apresentando bons resultados.

Albright e Marec [19] em 1998, propuseram um mecanismo cinético da formação do

coque baseado na formação catalítica e não catalítica do coque. A equação geral foi

desenvolvida pela determinação experimental de parâmetros segundo a seguinte

estrutura da taxa rc em função do tempo (t):

Ctc eBCAdtdyr −+==

A Taxa de formação do coque não catalítico

B Quantidade de coque catalítico

C Taxa de redução de formação do coque catalítico (perda de contato gradual

com o metal)

BC Taxa inicial de formação do coque catalítico

y Quantidade de coque na superfície no tempo t

t Tempo t

Integrando a equação e substituindo os limites de y=0 a t=0, a quantidade de coque

na superfície no tempo t fica:

)1( CteBAty −−+=

A, B, C e BC calculados experimentalmente.

Entre os resultados apresentados, os autores relacionaram a taxa de formação e

deposição dos complexos de carbono com o tempo de residência e fatores UFBA Modelagem de fornos de pirólise 52

Capítulo 3 - Revisão bibliográfica geométricos, alem da identificação de uma larga variedade de produtos precursores

e da morfologia do coque em todas as fases da operação.

Kumar e Kunzru [20] em 1985, desenvolveram um modelo cinético complexo da

deposição do coque em pirólise da nafta, levando em consideração o tempo de

campanha. O modelo prevê que a taxa de formação do coque é alta no início pela

influência do metal, que catalisa as reações de coqueamento, decrescendo

assintoticamente depois que a superfície do tubo é completamente coberta pelo

coque. Devido as incertezas decorrentes da complexidade das reações, foram

estudados modelos onde o coque é formado a partir de produtos aromáticos, C6+,

1,3-butadieno, etileno e propileno.

As corridas foram conduzidas experimentalmente e os parâmetros foram

determinados pela utilização de otimização não linear. Os parâmetros para os vários

modelos foram estimados para dados experimentais de 30 campanhas, dando boa

representatividade estatística aos resultados.

A comparação entre os dados experimentais mostraram três modelos cinéticos de

formação do coque com bons ajustes (detalhes dos modelos na referência).

Entretanto, o melhor resultado mostra que a formação do coque durante a pirólise de

nafta pode ser aproximadamente modelado através de reações de segunda ordem

envolvendo os compostos aromáticos, que são importantes precursores do coque:

Nafta k1→ Produtos

Aromáticos k2→ coque

Expressão da taxa de formação do coque

3)(2n

Ac Ckr =


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica CA - Concentração de compostos aromáticos K2 - Coeficiente da taxa de reação n3 - Ordem da reação

A comparação da taxa de deposição experimental apresentou boa concordância

com o calculado pelo modelo cinético acima, confirmando o postulado de que o

coque é formado basicamente a partir dos aromáticos, já identificado por outros

autores anteriormente.


Capítulo 3 - Revisão bibliográfica

2.VII Resumo do Capítulo 3

Neste capítulo foi realizada uma atualização da revisão bibliográfica dos mecanismos

de formação do coque e determinação da evolução e do estágio de desenvolvimento

de modelos para previsão de campanhas de fornos de pirólise.

Foi realizado histórico da evolução dos modelos que descrevem o fenômeno da

formação do coque, desde os mais simples às linhas de pesquisa com mecanismos

mais complexos de taxas de formação e deposição do coque.

No capítulo foi realizado um estudo da cinética da deposição do coque em pirólise de

nafta, sendo apresentado um resumo dos conceitos científicos dos mecanismos de

formação, tipos de reações mais representativas, características e estruturas do

coque formado (diferente em cada fase da campanha), principais agentes precursores

do coque e expressões de modelos cinéticos propostos pelos principais

pesquisadores nesta linha de pesquisa. Devido a complexidade das reações

diversidade dos compostos presentes na nafta, a maioria dos modelos são

simplificados e válidos para determinadas condições e características das matérias

primas, sendo importante a validação dos parâmetros via experimentos controlados

para utilização de qualquer modelo, uma vez que estes não são de utilização

universal.

No próximo capítulo será desenvolvido o modelo proposto nesta pesquisa, construído

através de variáveis e características do processo, onde os parâmetros serão

determinados a partir de dados coletados da unidade industrial. Ou seja, será

mostrado o modelo relacionado com as condições de severidade do craqueamento e

da qualidade da matéria prima processada.


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise

Capítulo 4

Modelagem do forno de pirólise: Previsão de temperatura de serpentina na seção de radiação – influência do coque

4.I Desenvolvimento do modelo A modelagem do sistema proposto tem como objetivo descrever como a temperatura

do tubos na região da radiação dos fornos de pirólise está relacionada com as

condições de severidade do craqueamento e da qualidade da matéria prima

processada. O modelo proposto é construído através de variáveis e características do

processo, onde os parâmetros são determinados a partir de dados coletados da

unidade industrial.

Sabe-se que a formação do coque é um processo dinâmico, fazendo com que o

balanço de energia mude continuamente neste sistema. O modelo a ser desenvolvido

para esta aplicação, portanto, deve ser válido para um amplo perfil de temperaturas

nas paredes de tubos. Neste contexto, o modelo proposto deverá prevê o tempo de

campanha de um forno de pirólise, baseado em conceitos de transferência de calor e

de massa. Tal modelo será adaptado a realidade da COPENE, validado para as

condições de processo, propriedades da tubulação e características das naftas

processadas.

Modelo proposto

O modelo proposto é uma extensão do modelo apresentado por Ohshima [7], que

introduz uma melhoria ao modelo original de Solomom [6], quando as vazões de nafta

e de vapor de diluição foram incorporadas a equação que prevê a taxa de formação

do coque.



Adotamos nesta pesquisa este modelo, pelos seguintes motivos:

Simplicidade: modelo construído a partir de medições de dados do processo,

através dos quais são determinados os parâmetros do modelo;

Bons resultados em outras unidades industriais;

Parâmetros relacionados às características da matéria prima e do coque;

Potencial para melhorar o modelo, através de introdução de novas propriedades;

O modelo é desenvolvido em conceitos de transferência de massa e de calor, sendo

baseado nos seguintes mecanismos:

• Taxa de formação do coque

• Transferência de calor para a temperatura do tubo

O “Modelo da taxa de formação do coque” e o “Modelo da transferência de calor para a temperatura do tubo” foram desenvolvidos segundo a seguinte estrutura:

A) Modelo da taxa de formação do coque

O Modelo da taxa de formação do coque foi gerado de dois mecanismos:

1. Transferência de massa dos compostos precursores do coque presentes na nafta

para a parede dos tubos da seção de radiação dos fornos de pirólise:

( iycycKmRm −= ) (1)

Em que: Rm → Taxa molar da transferência de massa

Km → Coeficiente da transferência de massa

yc → Fração molar dos compostos precursores de coque na nafta

yci → Fração molar dos compostos precursores de coque na parede

dos tubos


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise 2. Reações químicas dos compostos precursores na parede dos tubos, resultando na

formação e deposição do coque

−= TR

PtycKrRr i (2)

Em que: Rr → Taxa das reações químicas de formação do coque

Kr → Constante da velocidade de reação de formação do coque

Pt → Pressão do sistema

T → Temperatura da parede dos tubos

R → Constante Universal dos Gases

Assumindo que um pseudo estado de equilíbrio é alcançado:

RrRm = (3)

KmTRPtKrycKm

yci+

= (4)

Substituindo (4) em (1) :

+−===

KmTRPtKrKmycKmRrRmRc 1 (5)

Onde Rc → TAXA DE FORMAÇÃO DO COQUE


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise De acordo com Solomom [6], a altas temperaturas, pode-se afirmar que a constante

da velocidade de reação de formação do coque (Kr) é muito maior que o coeficiente

da transferência de massa (Km):

0≅

+→>>

KmTRPtKrKmKmKr

e

11 ≅

+−

KmTRPtKrKm

⇒ (6) ycKmRc =

Assim, se conclui que a taxa de formação do coque é um processo controlado de

transferência de massa.

Das equações de fenômenos de transporte para fluxo em tubulações:

2,0

32

023,02

Pr3

2

===

µGD

fCpG

hGMwKm

Sc (7)

Onde ( )DWf

2

4π

=G



G → Velocidade mássica

Wf → Vazão de nafta em massa

D → Diâmetro nominal do tubo

Assumindo que a espessura da camada do coque é d, o diâmetro efetivo do tubo é

dado por:

Di – 2 d, onde Di → Diâmetro interno do tubo

→ Viscosidade da nafta µ

Sc → Número de Schmidt ( µ / ρ ν)

Mw → Peso molecular da nafta

A partir da equação (7), Km é dado por

( ) 8,1

8,0

8,032

2,0

2*

)4(

023,0dDi

Wf

MwScKm

−=

π

µ (8)

Substituindo a equação (8) na equação (6), a taxa de formação do coque fica:

( ) 8,1

8,0

21

dDiWfCRc−

= (9)

C1 é função da carga, seletividade do craqueamento, relação entre vapor de diluição

e nafta ( DS / HC) e das propriedades do coque, da nafta e da tubulação.

Rc é a taxa de formação do coque original proposto por Solomon [6] e utilizada por

Ohshima [7] em 1995, aplicando modelo recursivo e estocástico para estimativa de

C1, apresentando bons resultados.


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise Em 1996 Kano [8] propôs uma alteração ao modelo original, incorporando as vazões

de nafta e vapor de diluição, ficando a equação (9) assim representada:

( ) fi

f

WWn

dDW

CRc 8.1

8.0

21

−= (10)

Tal alteração representou um avanço, gerando bons resultados nas aplicações em

unidades industriais.

Considerando uma unidade de tempo “t” e que “d” representa a espessura do coque

no tempo “t”, a equação (10) é equivalente a seguinte equação:

( ) )()(

)(2)(

1)()1( 8.1

8.0

tWtWn

tdDtW

Ctdtdfi

f

−+=+ (11)

Em que:

d(t) Espessura da camada de coque no tempo t (determinado dia de

campanha)

Wn e Wf Vazão de nafta e vazão total (somado ao vapor de diluição)

C1 Parâmetro estimado a partir das variáveis de processo medidas

B) Modelo da transferência de calor para a temperatura do tubo

A Figura 4.I.01 mostra um desenho esquemático da influência da deposição do

coque na temperatura do metal da serpentina (Tskin).

A figura mostra que a temperatura na parede externa do tubo é determinada pela

transferência de calor que ocorre através de três camadas em série: a parede do tubo, a camada do coque depositado e o filme de gás, caracterizado por uma

lâmina em que estão presentes os componentes precursores da deposição do


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise coque.

Figura 4.I.01 – Influência do deposição do coque na temperatura do metal (Tskin)

PA RED E D O TUBO

C A M A D A D E C O Q UE

NAFTA

Pela avaliação na figura acima: Tskin = Tp + ∆Tg + ∆Tc + ∆Tw (12)

Em que:

Tp - Temperatura do processo (COT)

∆Tg - Elevação de temperatura pela resistência à transferência de calor

causada pelo filme de gás

∆Tc - Elevação de temperatura causada pela camada de coque

∆Tw - Elevação de temperatura causada pela parede do tubo, que depende

do material da tubulação.


No caso do tubo limpo, sem presença de coque, as únicas contribuições são a

variação de temperatura relacionada a parede do tubo (∆Tw) e do filme de gás.

Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise Cada variação de temperatura (∆) é dada por :

δδπ ghq

dDidDi

Tg

−−

−=∆

222

ln21

(13)

Kcq

dDiDi

Tc

−

=∆2

ln21π

(14)

Kmq

DiDoTw

=∆ ln

21π

(15)

Em que:

δ - Espessura do filme gasoso precursor do coque

hg - Coeficiente de transferência de calor do filme de gás

Km - Condutividade térmica da parede do tubo

Kc - Condutividade da camada do coque

Do - Diâmetro externo do tubo

Assumindo que a espessura do filme é muito pequena em relação as outras

contribuições, de forma que se pode negligenciar o fator ∆Tg, a equação (10)

resulta no modelo da transferência de calor::

+

−

+

−+= βα

dDD

WdDqCTpTskin

i

i

f

i

2ln22

8.0

(16)


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise Considerando a unidade de tempo “t” a equação (16) é equivalente a seguinte

equação:

+

−

+

−+= βα

)(2ln

)()(22)()()(

8.0

tdDD

tWtdDCtqtTptTskin

i

i

f

i (17)

απ µ

=2

0 0877

0 4

0 6 0 4

kk C

c

p.

.

. . (18)

β =

kk

DD

c

w

o

i

ln (19)

Em que:

Tp Temperatura de entrada (processo)

q Taxa de calor

α e β Parâmetros constantes a serem determinados a partir das propriedades

da nafta, do coque e do projeto dos tubos

µ Viscosidade do fluido no tubo

k Condutividade térmica do fluido no tubo

Cp Calor específico da nafta

kc e kw Condutividade térmica do coque e do tubo

Do Diâmetro externo do tubo

C2 Parâmetro determinado a partir das variáveis de processo.


Capítulo 4 - Modelagem do forno de pirólise Assim, em resumo, a temperatura da parede do tubo é determinado segundo a

seguinte estrutura:

• Modelo da taxa de formação do coque (equação 11)

( ) )()(

)(2)(

1)()1( 8.1

8.0

tWtWn

tdDtW

Ctdtdfi

f

−+=+

• Modelo da transferência de calor (equação 17)

+

−

+

−+= βα

)(2ln

)()(22)()()(

8.0

tdDD

tWtdDCtqtTptTskin

i

i

f

i

4.II Proposta de modificação ao modelo originalmente proposto Uma propriedade muito importante das naftas processadas é a densidade, uma vez

que a COPENE não tem o controle da origem da sua matéria prima, podendo esta

propriedade variar muito ao longo de uma campanha, dependendo da “qualidade” da

nafta, desde naftas com características mais leves e parafínicas até naftas com

densidades maiores. Em função da sua relevância, é feito um monitoramento diário

variável densidade, devido a sua influência nas condições de severidade dos fornos

visando buscar a máxima conversão a etileno.

Operação com nafta de maiore densidade, e de maior peso molecular, significa

incidência maior de precursores de coque nas serpentinas da zona de radiação dos

fornos, gerando encurtamento da campanha provocada por uma maior evolução na

temperatura de parede dos tubos. Baseado na importância da densidade da matéria

prima processada, propomos neste trabalho de pesquisa a introdução desta

propriedade no cálculo do parâmetro “α” , que é originalmente determinado a partir

das propriedades da nafta e do coque, dentre as quais a densidade não é incluída.



A seguir é mostrada a inclusão da densidade como uma multiplicação ao valor do

parâmetro original, passando a chamar-se α’:

Segundo a equação original (18):

4.06.0

4.0

0877.02

p

c

Ckk µπ

α =

kc - Condutividade térmica do coque

µ - Viscosidade da nafta

k - condutividade térmica da nafta

Cp - Calor específico da nafta

Definindo:

α’ = α . dens

4.06.0

4.0

0877.02'

p

c

Ckk µπ

α = .dens.

dens. - Densidade da nafta processada

Com tal modificação torna-se necessária a determinação dos parâmetros C1 e C2,

estimados a partir das variáveis de processo. O passo seguinte é a validação do modelo com a alteração proposta, comparado

com a curva real e com os resultados gerados do modelo original apresentado.



4.III Resumo do Capítulo 4 Neste capítulo foi apresentado o modelo para descrever a evolução da temperatura

dos tubos na região da radiação dos fornos de pirólise. O modelo é uma extensão do

modelo de Ohshima [7], que introduz uma melhoria ao modelo originalmente proposto

por Solomom [6]. O modelo apresentado foi selecionado para utilização nesta

pesquisa em função da sua simplicidade, bons resultados em aplicações anteriores

em unidades industriais e foi desenvolvido através de conceitos de transferência de

calor e massa.

O modelo foi desenvolvido baseado na seguinte estrutura:

• Modelo da taxa de formação do coque

• Modelo da transferência de calor

No capítulo foi ainda proposto uma alteração no modelo original, sendo incorporada a

propriedade “densidade” da nafta ao cálculo de um dos parâmetros do modelo,

visando representar melhor a campanha de um forno.

O próximo capítulo descreverá o planejamento e execução dos experimentos para a

aquisição dos dados da planta, com objetivo de validar o modelo selecionado nesta

pesquisa.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta

Capítulo 5

Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta A estratégia utilizada na aquisição dos dados para validação do modelo proposto

nesta pesquisa, foi baseada na concentração da coleta de dados de várias

campanhas em apenas dois fornos, visando dar maior representatividade estatística

aos dados. Os fornos foram selecionados em função das características da matéria

prima processada, das condições de vida útil e do tipo da serpentina.

A escolha dos fornos foi baseada nos seguintes requisitos:

Tipo de nafta processada: Decidiu-se pela aquisição de dados em fornos

processando nafta bruta, com objetivo de minimizar grandes alterações nas

características da nafta durante os testes de aquisição. Este tipo de nafta sofre

menos variações de composição e se aproxima da qualidade da nafta que melhor

representou o universo das matérias primas investigadas durante o levantamento

realizado na COPENE em 1999, quando foram pesquisadas as características

fisico-químicas das naftas processadas.

Tipo do forno: Forno tipo SRT III, de projeto e tecnologia “Lummus”, operando

com nafta bruta durante os testes na planta.

Condições de serpentina: Foram selecionados os fornos BA-1101 e BA-1102,

que estavam voltando de uma intervenção de manutenção, com serpentinas em

início de vida útil e com diferença de tecnologia. No BA-1101 foram colocados

tubos com novo conceito em serpentinas de craqueamento, baseada num novo

tipo de tubo com uma aspiral interna, conforme mostrada nas seguintes figuras:

Figura 5.01, Figura 5.02 e Figura 5.03. A alteração tem como principal função

promover o aquecimento uniforme e melhorar a mistura do fluido no interior do



tubo pelo fluxo turbulento provocado pelas aspirais da nova serpentina. Tais

características geram uma transferência de calor mais eficiente e reduzem a

temperatura do metal.

Se comparado com os tubos de configuração tradicional colocados no BA- 1102,

é esperada no BA-1101, com aplicação da tecnologia da nova tecnologia, as

seguintes vantagens:

1. Melhor distribuição da temperatura no interior do tubo (maior taxa de transferência

de calor);

2. Diminuição da taxa de formação de coque.

3. Menores temperaturas no metal do tubo (TMT);

4. Expectativa de campanhas mais longas;

5. Maior vida útil dos tubos;

Em recente simpósio, Hamada [25], apresentou os detalhes da tecnologia empregada

no forno BA-1101, descrevendo desde materiais, testes em plantas e impactos

positivos na performance dos fornos quanto a rendimentos a olefinas, campanhas e

consumo de energia.

A nova tecnologia empregada se caracteriza pela alteração do projeto das

serpentinas, tendo como objetivo a busca da extensão das campanhas, acréscimo

em rendimentos e na vida útil de tubos e reduções de paradas para decoques.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta Figura 5.01 – Detalhe do tubo com elemento misturador

Tubo com elemento misturador - anti - carburização - resistência ao coque

Figura 5.02 – Detalhe do fluxo turbulento no interior do tubo



Figura 5.03 – Representação da diferença do fluxo entre projeto tradicional e com

espiral interna

FLUXO TURBULENTO

CIRCUNFERÊNCIA ASPIRAL

•

•

Representatividade dos dados: Com objetivo de checar a reprodutibilidade e dar

maior consistência estatística aos dados das campanhas dos fornos, foi adotada a

seguinte estratégia: repetir a aquisição de dados em apenas dois fornos, em

detrimento de escolher vários fornos diferentes e aquisitar os dados uma vez por

forno. Neste caso, os parâmetros do modelo são validados por forno através de

repetições, comparando as curvas do comportamento real com as previstas no

modelo:

Para o BA-1102 foram coletados dados de três campanhas;

Para o BA-1101 foram coletados dados de duas campanhas.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta 5.I Variáveis de processo Para a boa operação de um forno de pirólise, é necessário o acompanhamento

rigoroso das variáveis de processo que indicam o desempenho do equipamento de

forma que sejam mantidas as condições de integridade, segurança, rendimentos de

produtos e eficiência térmica. Neste contexto, é extremamente importante a

condição de severidade da operação dos fornos visando maximizar o rendimento ao

produto etileno, com taxa de deposição de coque nas serpentinas que viabilize

economicamente a operação do forno.

A severidade descreve o grau de craqueamento ou a extensão da conversão, e

normalmente tem relação inversa com o tempo de campanha dos fornos. Maiores

temperaturas implicam no encurtamento das campanhas.

Para a otimização do tempo de campanha, tem um papel importante a injeção

controlada de vapor d’água misturado a matéria prima. O vapor de diluição tem

como objetivo a redução da pressão parcial dos hidrocarbonetos, ajudando na

diminuição do coque depositado nas paredes da serpentina, sendo portanto uma

variável de processo muito importante.

Uma perda de controle de uma ou mais variáveis de processo durante o período de

aquisição de dados da planta poderia afetar fortemente o tempo de campanha,

causando uma aceleração da formação do coque, inviabilizando a aquisição de

dados (repetibilidade do experimento) . Tal fato se justifica uma vez que o principal

objetivo da pesquisa é exatamente testar um modelo que determina o tempo de

campanha dos fornos sob condições operacionais estritamente controladas.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta Nas Tabelas 5.I.01, 5.I.02 e 5.I.03 encontra-se o acompanhamento das variáveis

de processo das campanhas do forno BA-1102, onde são listados valores diários

das seguintes variáveis:

• Temperatura dos TLE’s ( A, B e C)

• Severidade ( relação entre hidrocarbonetos C1 / C3 )

• Temperatura efluente da zona de radiação (COT)

• Tipo de nafta processada ( NP- nafta pesada , NB - nafta bruta e NL – nafta leve)

• Densidade da nafta

No APÊNDICE V são mostradas as tabelas com o acompanhamento das variáveis

de processo das campanhas do forno BA-1101.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta Tabela 5.I.01 Primeira campanha do BA-1102 ( 05/01/2000 a 20/02/2000)

estado CARGA COT severidade temp. TLE (oC) densidadedia operac. vazão medio C1/C3 A B C d

(ton/h) (oC)5/1/00 NP 22,5 792,0 0,81 389,8 394,8 393,8 0,7076/1/00 NP 23,0 836,6 0,95 423,7 424,8 427,2 0,717/1/00 NP 22,3 840,6 0,96 429,3 431,4 433,6 0,7148/1/00 NP 22,2 841,0 0,97 435,1 437,4 439,7 0,7059/1/00 NP 22,0 840,0 0,98 438,5 440,8 443,2 0,70110/1/00 NP 22,0 840,0 1,01 442,1 444,4 447,2 0,70511/1/00 NP 22,0 840,0 1,01 442,1 444,4 447,2 0,70912/1/00 NP 20,8 825,1 1,02 429,4 431,8 430,1 0,7113/1/00 NP 21,0 840,3 1,03 451,2 451,4 452,5 0,70814/1/00 NP 22,1 839,9 0,96 456,4 457,1 459,1 0,70915/1/00 NP 21,4 839,8 0,96 456,0 456,0 458,0 0,70116/1/00 NP 20,5 840,1 0,98 455,3 454,7 457,1 0,71517/1/00 NP 20,8 840,1 0,97 458,2 458,0 461,0 0,71318/1/00 NP 21,0 839,3 0,96 459,1 461,5 464,3 0,7219/1/00 NP 21,6 840,5 0,96 462,2 466,1 469,3 0,71820/1/00 NP 22,0 839,9 0,96 463,9 468,8 471,3 0,71821/1/00 NP 22,8 839,9 0,97 468,1 472,7 475,1 0,71822/1/00 NP 23,0 840,1 0,99 470,7 473,8 476,1 0,71623/1/00 NP 23,1 840,2 0,92 471,5 474,5 477,0 0,71424/1/00 NP 22,7 840,1 0,86 468,5 472,4 475,0 0,71225/1/00 NP 22,3 819,7 0,86 450,0 451,7 452,4 0,7126/1/00 NP 23,1 839,8 0,96 474,0 474,7 477,5 0,7127/1/00 NP 22,9 840,0 0,96 474,0 474,7 477,8 0,7128/1/00 NP 21,2 840,1 1,01 468,3 468,8 471,9 0,70929/1/00 NP 21,9 840,1 1,01 470,5 472,8 477,7 0,70830/1/00 NP 21,9 840,1 1,01 472,4 474,4 479,7 0,70831/1/00 NP 22,0 839,8 1,02 475,5 476,3 481,5 0,7021/2/00 NP 22,0 840,0 1,01 476,6 477,1 482,1 0,7072/2/00 NP 22,0 839,9 1,01 477,1 477,5 482,7 0,7033/2/00 NP 20,8 840,1 1,02 471,5 472,3 478,4 0,7074/2/00 NP 21,4 840,4 0,94 472,4 474,0 480,4 0,7095/2/00 NP 20,9 840,5 0,93 473,2 472,2 478,5 0,7116/2/00 NP 20,1 838,5 0,94 470,6 467,8 473,0 0,717/2/00 NP 20,1 838,5 0,94 470,6 467,8 473,0 0,7138/2/00 NP 21,7 830,2 0,97 460,7 460,3 466,6 0,7149/2/00 NL 22,0 840,4 0,98 477,6 477,1 483,8 0,70810/2/00 NL 21,1 840,8 1,25 475,4 474,6 481,9 0,70811/2/00 NP 21,6 839,5 1,05 478,2 478,6 484,7 0,70712/2/00 NP 22,3 839,5 0,88 483,1 484,0 489,4 0,70713/2/00 NP 22,5 840,1 0,88 484,4 485,7 491,3 0,70414/2/00 NP 22,5 840,3 0,88 485,1 486,7 492,2 0,70315/2/00 NP 22,5 840,0 0,89 484,7 486,9 492,1 0,70916/2/00 NP 22,5 839,5 0,96 485,2 487,5 492,8 0,7117/2/00 NP 22,5 838,8 1,09 485,8 488,3 493,3 0,70618/2/00 NP 22,5 838,8 1 485,8 488,3 493,3 0,71519/2/00 NP 22,5 838,8 1 485,8 488,3 493,3 0,7220/2/00 NP 22,5 838,8 1 485,8 488,3 493,3 0,715


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta Tabela 5.I.02 Segunda campanha do BA-1102 ( 22/06/2000 a 30/07/2000)*


(ton/h) (oC)22/6/00 NB 22,7 793 1,15 358 360 361 0,71723/6/00 NB 21,5 840 1,17 430 430 429 0,70124/6/00 NB 21,3 840 1,12 438 440 438 0,71425/6/00 NB 22,3 840 1,12 448 448 448 0,70526/6/00 NB 24,0 841 1,08 460 456 461 0,70127/6/00 NB 24,0 840 1,1 463 459 464 0,70528/6/00 NB 23,3 840 1,01 463 459 463 0,70929/6/00 NB 23,3 840 1,04 466 462 465 0,7130/6/00 NB 23,9 840 1,05 470 465 469 0,7081/7/00 NB 24,0 840 1,11 469 466 470 0,7092/7/00 NB 24,0 840 1,12 471 467 471 0,7013/7/00 NB 24,0 841 1,09 473 469 472 0,7154/7/00 NB 23,6 840 1,07 473 468 472 0,7135/7/00 NB 23,5 840 1,27 475 471 474 0,726/7/00 NB 23,0 839 1,42 474 470 474 0,727/7/00 NB 23,0 839 1,28 477 472 477 0,728/7/00 NB 23,0 840 1,27 480 475 478 0,729/7/00 NB 23,0 840 1,28 481 476 479 0,716

10/7/00 NB 23,1 840 1,23 483 478 481 0,71411/7/00 NB 23,2 840 1,22 485 480 482 0,71212/7/00 NB 23,3 839 1,18 486 481 482 0,7113/7/00 NB 23,4 840 1,15 484 481 485 0,7114/7/00 NB 23,3 840 1,33 484 481 484 0,7115/7/00 NB 23,5 840 1,35 486 483 486 0,70916/7/00 NB 23,7 840 1,33 489 486 488 0,70817/7/00 NB 24,0 840 1,33 491 489 490 0,70818/7/00 NB 24,0 840 1,31 493 490 491 0,70219/7/00 NB 23,8 840 1,33 491 489 491 0,70720/7/00 NB 23,0 840 1,27 487 487 491 0,70321/7/00 NB 23,0 840 1,35 489 488 492 0,70722/7/00 NB 23,0 840 1,35 490 490 493 0,70923/7/00 NB 23,1 840 1,37 492 492 495 0,71124/7/00 NB 23,7 840 1,33 498 496 497 0,7125/7/00 NB 24,0 840 1,31 500 497 497 0,71326/7/00 NB 24,0 840 1,31 500 497 498 0,71427/7/00 NB 24,0 839 1,29 501 498 498 0,7228/7/00 NB 24,0 840 1,32 502 498 498 0,70829/7/00 NB 24,1 840 1,32 503 499 498 0,70730/7/00 NB 24,1 837 1,32 505 498 494 0,707

* O BA-1102 saiu de operação em função da parada da unidade de olefinas para

realização de serviços de manutenção.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta Tabela 5.I.03 Terceira campanha do BA-1102 ( 09/08/2000 a 04/10/2000) *


(ton/h) (oC)12/8/00 NB 22,99 837 - 501 498 49713/8/00 NB 22,99 840 - 502 498 49614/8/00 NB 23,36 840 - 505 501 49915/8/00 NB 22,87 839 1,21 503 498 49716/8/00 NB 21,99 839 1,21 499 494 49417/8/00 NB 22,59 840 1,15 503 500 49818/8/00 NB 22,70 840 1,18 504 501 50019/8/00 NB 23,26 840 1,15 507 505 50420/8/00 NB 23,68 840 1,05 509 508 50621/8/00 NB 23,60 840 1,08 509 508 50522/8/00 NB 23,73 840 1,06 511 509 50523/8/00 NB 24,13 840 1,08 513 511 50724/8/00 NB 24,20 840 1,08 515 511 50825/8/00 NB 24,20 840 1,10 514 511 51026/8/00 NB 23,94 840 1,11 513 510 50827/8/00 NB 22,01 829 1,12 477 479 48028/8/00 NB 22,01 829 1,12 477 479 48029/8/00 NP 22,27 828 0,95 442 453 45430/8/00 NP 23,50 840 1,06 510 506 50831/8/00 NP 23,47 840 1,09 511 507 5081/9/00 NP 23,46 840 1,13 511 508 5092/9/00 NP 23,45 840 1,11 512 509 5113/9/00 NP 23,45 840 1,08 513 509 5114/9/00 NP 23,45 840 1,08 514 509 5115/9/00 NP 23,45 840 1,08 514 509 5116/9/00 NP 23,45 840 1,06 514 511 5127/9/00 NP 23,45 840 1,00 514 511 5128/9/00 NP 23,45 840 0,97 514 511 5139/9/00 NP 23,45 840 0,94 514 511 513

10/9/00 NP 23,45 840 0,94 515 512 51411/9/00 NP 23,45 840 0,94 515 512 51412/9/00 NP 23,45 840 0,93 515 512 51413/9/00 NP 23,45 840 0,98 515 513 51514/9/00 NP 23,45 840 0,98 515 513 51515/9/00 NP 23,45 840 1,02 516 513 51516/9/00 NP 23,46 840 1,04 517 515 51517/9/00 NP 23,46 840 1,03 517 515 51518/9/00 NP 23,46 840 1,04 517 515 51519/9/00 NP 23,48 840 1,04 517 516 51620/9/00 NP 23,58 840 1,27 518 517 51621/9/00 NP 23,79 840 1,02 518 518 51822/9/00 NP 23,79 840 1,02 519 519 51823/9/00 NP 23,78 840 1,03 519 519 51824/9/00 NP 23,68 839 0,99 518 519 51725/9/00 NP 23,65 840 1,01 518 519 51826/9/00 NP 23,66 840 1,08 518 518 51927/9/00 NP 22,95 840 1,12 514 513 51528/9/00 NP 22,08 840 1,12 511 506 51029/9/00 NP 22,00 840 1,10 512 505 51130/9/00 NP 22,00 840 1,11 512 506 5111/10/00 NP 22,00 840 1,11 512 507 5112/10/00 NP 22,00 840 1,11 512 507 5123/10/00 NP 22,00 840 1,11 512 507 5124/10/00 NP 22,00 840 1,11 512 508 513

UFBA Modelagem de fornos de pirólise

0,720,71

0,7060,7020,706

0,710,710,71

0,7030,7030,7080,708

0,710,7090,7120,712

0,720,7080,7080,7080,7080,7160,716

0,710,710,720,720,720,710,710,710,71

0,7080,7080,7080,709

0,710,7120,7130,7180,7010,7010,7220,7220,7120,7120,7180,7020,7020,7050,705

0,710,7080,708

76

Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta * Após este período ocorreu redução de carga no forno.

5.II Medições com pirômetro

A mais importante variável num forno de pirólise industrial é, indiscutivelmente, a

temperatura. Medições de temperatura na saída da radiação, nos tubos, na câmara

de combustão e no crossover (região entre as zonas de convecção e radiação), são

variáveis que indicam o desempenho econômico em determinada condição

operacional. Medições inadequadas de temperaturas podem implicar na redução do

desempenho do craqueamento (rendimentos e consumo de energia), elevando a

frequência de decoques e reduzindo a vida útil das serpentinas.

Quando se requer medições de altas temperaturas, aumenta a dificuldade em utilizar

instrumentos como termopares e termistores. Os problemas associados com

métodos convencionais a altas temperaturas são falta de estabilidade e imprecisão

nas medições. Para estes casos é indicado o uso de pirometria, onde a temperatura

é inferida a partir da intensidade de radiação emitida pelo objeto. Tal fato baseia-se

na relação matemática entre a temperatura de um objeto e a intensidade de

radiação emitida para um determinado comprimento de onda. Assim, pode-se

determinar teoricamente a exata temperatura de um objeto, a uma determinada

distância, por meio de sua radiação.

O pirômetro optico, ilustrado esquematicamente na Figura 5.II.01, é usado para

medir temperaturas numa faixa entre 700oC a 4000oC, normalmente associados a

processos metalúrgicos e fornos com altas temperaturas.

O pirômetro consiste num sistema de lentes em que um fotodetector recebe a

radiação emitida pelo corpo quente e produz um sinal elétrico proporcional a

intensidade da radiação.


A energia radiante emitida pelo corpo é captada numa lente objetiva e focada no

corpo do pirômetro (lâmpada calibrada). A energia da radiação do corpo quente e do

filamento da lâmpada é passado por um filtro. A luz transmitida através do filtro é

Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta captada por uma lente e focada para leitura da temperatura na lente ocular. A

corrente no filamento da lâmpada é ajustada até que o brilho emitido pelo corpo

quente seja sobreposta, desaparecendo o filamento. Esta corrente requerida é a que

gera a temperatura medida, indicando a mesma emissividade da superfície do corpo

quente com o filamento de material conhecido. O fator de emissividade “ε “ é uma

característica da superfície do alvo, que depende do material, da condição da

superfície e da distância a que se encontra o corpo quente

Figura 5.II.01 – Ilustração de um pirômetro optico

LEN TE

FILTRO

C O RPOQ UEN TE(TUBO ) FO TO

D ETEC TO RPIRÔ M ETRO

RA D IA Ç Ã O TÉRM IC A

FEIX E D E LA SER

REFLETID O

SELETO R D E “ “(e m issivid a d e )

M O STRA D O R D IG ITA L

SELETO R D EFUN Ç Ã O

Segundo Albright [1], o pirômetro optico é um instrumento preciso e confiável,

utilizado por várias décadas em processos industriais, normalmente indicando um

erro nas medições de temperatura menores que 1% para as faixas de temperaturas

recomendadas.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta A leitura do pirômetro é usualmente maior que a verdadeira temperatura do metal

devido a radiação refletida, sendo necessária uma correção na maioria dos

aparelhos comerciais.

Especificações do instrumento modelo QL 1310C-1A “Quantum Logic”, de utilizado

na coleta de dados:

Faixa de temperatura 740o a 1538o C

Faixa de distância mínimo de 1,2m

Mostrador Digital com resolução de 1o C

Tipo de alvo Superfície com reflexão difusa

Incerteza

+/- 3oC independente da

emissividade do alvo. No interior do

forno por cada 100oC de diferença

entre o alvo e a parede do forno

No caso específico dos fornos, a

diferença entre a temperatura do

refratário e a serpentina é de cerca

de150oC. Portanto a incerteza da

medida é de +/- 4,5o C.

A medição da temperatura dos tubos são realizadas através de uma portinhola de

observação do forno, de forma a permitir uma vista sem obstrução do tubo desejado,

podendo o alvo estar a qualquer distância entre os limites das especificações do

instrumento. Para evitar erros na medição, é importante focalizar cuidadosamente o

alvo ao fazer uma medição.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta O pirômetro está dimensionado para permitir calcular a quantidade de radiação

refletida pelas vizinhanças, sendo corrigidos os efeitos da radiação das paredes do

forno e de outros tubos, obtendo o verdadeiro valor da radiação emitida pelo alvo.

O fator de emissividade “ε “ para o material da tubulação dos fornos de pirólise é de

0,95. Tal valor é recomendado pelo fabricante do instrumento e utilizado

normalmente para realização de ajuste da emissividade nos dois tipos de aparelhos

disponíveis.

Procedimento para medições da temperatura de tubo:

• Foram selecionadas seis portinholas em duas plataformas na zona da radiação

do forno , de forma que o valor final do pirômetro fosse a média de 12 leituras:

três leituras em cada um dos quatro tubos previamente selecionados para

aquisição dos dados, localizados no norte, centro-leste, centro-oeste e sul, em

dois patamares da radiação.

No APÊNDICE I é mostrado um desenho esquemático da localização das

medições realizadas;

• Antes de fazer uma medição por pirômetro, tomado o cuidado de fazer uma

observação visual das serpentinas da radiação pelas portinholas de observação,

com objetivo de detectar quaisquer manchas vermelhas provocadas por

problema de falta de uniformidade de chama nos maçaricos.

No APÊNDICE II é mostrado o procedimento detalhado das etapas para medição de

temperaturas de metal utilizando o pirômetro optico, inclusive com ilustrações.

Durante a verificação dos tubos da seção de radiação foram observados se existia

presença de encurvamento excessivo dos tubos ou deformações que pudessem

levar ao comprometimento das leituras do pirômetro. Os maçaricos também foram

observados periodicamente para assegurar a uniformidade da chama. Durante o


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta experimento não foram detectados tais problemas nas serpentinas dos fornos.

Vale ressaltar que todas as medições foram realizadas durante o dia, e com auxílio

dos Operadores de Processo da unidade de fornos de pirólise da COPENE,

segundo o procedimento descrito no APÊNDICE II.


Capítulo 5 - Planejamento dos experimentos / Aquisição de dados da planta 5.III Resumo do Capítulo 5 Neste capítulo foi desenvolvida a estratégia do planejamento e aquisição dos dados

da planta. O planejamento foi direcionado para três aspectos:

A escolha dos fornos, em função do tipo de matéria prima processada e das

condições das serpentinas;

Controle das variáveis de processo;

Medições de temperaturas com pirômetro optico de forma organizada e

estruturada.

O fator mais importante durante a aquisição de dados experimentais é o controle e

monitoramento das variáveis que indicam o desempenho do equipamento. A perda

do controle de uma ou mais variáveis importantes pode inviabilizar a aquisição dos

dados. Assim, são importantes o planejamento e o controle das variáveis durante a

execução dos testes experimentais.

No capítulo foram descritos procedimentos de medição com pirômetro, citando os

cuidados, ajustes, posicionamento e leituras com este equipamento.

No capítulo seguinte será realizada a simulação do processo e a determinação dos

parâmetros do modelo.


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros

Capítulo 6

Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros

Neste capítulo, os parâmetros do modelo proposto, apresentado no capítulo 5, são

determinados de forma a ajustar o modelo aos dados experimentais coletados na

planta.

6.I Estimativa dos parâmetros e Simulação

Para a estimativa dos parâmetros C1 e C2 do modelo selecionado para estimativa

de tempo de campanha de fornos de pirólise, foi utilizada a seguinte estratégia:

• Montagem de planilhas com toda a base de dados coletados da planta nas cinco

campanhas dos dois fornos selecionados: pirômetro optico e densidade da nafta.

No APÊNDICE III são mostrados os valores das temperaturas dos tubos e

densidades das campanhas dos fornos BA-1101 e BA-1102.

• Programa de entrada de dados: propriedades da nafta, do coque, detalhes

construtivos dos fornos e variáveis de processo.

• Programa auxiliar, com determinação dos parâmetros α e β, que dependem das

propriedades físicas da nafta e do coque, além das características e de

geometria dos tubos.

• Programa principal, onde os valores iniciais de C1 e C2 são determinados a partir

de dados experimentais coletados da planta dos dois primeiros dias de

campanha. C1 e C2 são calculados de forma a melhor representar o



comportamento da campanha real, através da resolução das equações

algébricas não lineares representadas pelas Equações (11) e (17) do Capítulo 4. É importante ressaltar que, com apenas dois dias de campanha é possível

fazer uma primeira estimativa de C1 e C2 para prever uma campanha do forno

(para determinadas condições de processo). Portanto, o modelo desenvolvido

apresenta uma boa capacidade preditiva, discutido no Capítulo 7.

• Estimativa do perfil de temperatura de parede dos tubos ( “skin” ), dia a dia, ao

longo da campanha através da estrutura do modelo proposto. Neste caso, o

modelo gera a evolução da temperatura como função da deposição do coque no

decorrer do tempo, estimando portanto a campanha. Tal estimativa é função das

propriedades da nafta e dos tubos, temperatura do processo (COT), vazão de

gás combustível e vazão de vapor de diluição.

Figura 6.I.01 – Representação da estrutura para determinação da Tskin


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros A seguir é mostrada a estrutura montada em planilha eletrônica, onde é gerado o

perfil da espessura do coque e da temperatura da parede dos tubos para uma

campanha do forno BA-1102, através da simulação pelo modelo já definido. No

APÊNDICE IV são apresentadas as simulações para as outras campanhas dos

fornos BA’s -1101 e 1102.

Desenvolvimento de estrutura para simulação da campanha:

Previsão de tempo de campanha em fornos de pirólise

Entrada de dados / propriedades da nafta, coque e tubo pi 3,1416

Condutividade térmica do coque:

kc 4,5 Kcal/mhC

viscosidade da nafta: mi 0,290 cp Condutividade térmica da nafta:

k 0,09306 Kcal/mhC

calor específico da nafta: Cp 0,00061 Kcal/gmC Condutividade térmica do tubo:

kw 15,87985 Kcal/mc

Diâmetro externo do tubo Do 0,1080 m Diâmetro interno do tubo Di 0,1025 m

espessura do coque no dia seguinte:

d(t+1) = 0,00 mm

espessura do coque: d(t) = 0 mm Vazão de nafta para o forno: Wn(t) = 23 t/h Vazão total (nafta + vapor) Wf(t) = 35,65 t/h

Determinação de alfa e beta do modelo

alfa = (2*pi*kc*(mi^0,4)) / (0,0877*(k^0,6)*(Cp^0,4)) * dens. 11130,878 beta = Kc/Kw * ln(Do/Di) 0,01481



d(t+1) = d(t) + C1 * ( ( ( Wf(t) ^ 0,8) / ( (Di - 2 * d(t) ) ^ 1,8) ) * ( Wn(t) / Wf(t) ) )

-0,130411 -0,143780 -0,155545 -0,166132 -0,175809 -0,184757 -0,193104 -0,200944 -0,208351 -0,215382 -0,222082 -0,228490 -0,234637 -0,240547 -0,246244 -0,251745 -0,257069 -0,262228 -0,267235 -0,272101 -0,276836 -0,281449 -0,285948 -0,290339 -0,294629 -0,298824 -0,302928 -0,306948 -0,310886 -0,314748 -0,318537 -0,322256 -0,325909 -0,329498 -0,333027 -0,336498 -0,339913 -0,343274 -0,346584 -0,349845 -0,353058 -0,356225 -0,359348 -0,362428 -0,365468 -0,368467 -0,371428

Ajuste de C1 e C2 ao modelo: Estimativa de C1 (no MATLAB) C1 = -0,000192

Estimativa de C2 (no MATLAB) C2 = 0,107200


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros Temperatura de processo (COT): Tp = 840 C Vazão de gás combustível: q = 3,3 t/h Tskin(t) = Tp(t) + ( q(t) * C2 * ( ( ( alfa * ( ( Di - 2 * d(t) ) / Wf(t) ) ^ 0,8 ) ) + ln ( Di /

(Di - 2 * d(t) ) ) + beta ) ) A Tabela 6.I.01 mostra a evolução real das temperaturas medidas por pirômetro optico e os resultados das simulações: modelo original x modelo proposto nesta pesquisa, considerando valores reais de densidade.


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros Tabela 6.I.01 - Tskin real x (modelo original e modelo proposto)

Data:Tskin real (medido)

Talfa' - Treal

Toriginal - Treal alfa' dens

05/01/00 940,58 941,12 940 0,58 1,12 11130,88 0,70706/01/00 946,96 946,96 11178,11 0,7107/01/00 952,67 952,03 960 -7,33 -7,97 11241,08 0,71408/01/00 957,38 956,56 11256,83 0,71509/01/00 961,51 960,66 970 -8,49 -9,34 11256,83 0,71510/01/00 963,55 964,43 970 -6,45 -5,57 11099,39 0,70511/01/00 967,73 967,91 970 -2,27 -2,09 11162,37 0,70912/01/00 971,17 971,17 980 -8,83 -8,83 11178,11 0,7113/01/00 975,75 974,23 11304,06 0,71814/01/00 978,86 977,12 11319,80 0,71915/01/00 982,03 979,86 980 2,03 -0,14 11351,29 0,72116/01/00 983,47 982,47 11256,83 0,71517/01/00 985,57 984,96 985 0,57 -0,04 11225,34 0,71318/01/00 985,68 987,34 11052,16 0,70219/01/00 987,94 989,63 980 7,94 9,63 11052,16 0,70220/01/00 990,12 991,84 980 10,12 11,84 11052,16 0,70221/01/00 993,53 993,97 980 13,53 13,97 11146,62 0,70822/01/00 998,89 996,02 990 8,89 6,02 11382,78 0,72323/01/00 1000,24 998,01 990 10,24 8,01 11335,55 0,7224/01/00 1002,87 999,93 11382,78 0,72325/01/00 1001,80 1001,80 993 8,80 8,80 11178,11 0,7126/01/00 1003,61 1003,61 990 13,61 13,61 11178,11 0,7127/01/00 1003,27 1005,38 995 8,27 10,38 11036,42 0,70128/01/00 1005,21 1007,10 1000 5,21 7,10 11052,16 0,70229/01/00 1006,63 1008,77 990 16,63 18,77 11036,42 0,70130/01/00 1008,24 1010,41 11036,42 0,70131/01/00 1010,06 1012,00 1000 10,06 12,00 11052,16 0,70201/02/00 1010,86 1013,56 11004,93 0,69902/02/00 1015,08 1015,08 1015 0,08 0,08 11178,11 0,7103/02/00 1017,82 1016,57 1010 7,82 6,57 11256,83 0,71504/02/00 1021,81 1018,03 1020 1,81 -1,97 11414,27 0,72505/02/00 1023,27 1019,46 1020 3,27 -0,54 11414,27 0,72506/02/00 1025,47 1020,87 1025 0,47 -4,13 11461,50 0,72807/02/00 1025,59 1022,24 11382,78 0,72308/02/00 1026,96 1023,59 1020 6,96 3,59 11382,78 0,72309/02/00 1026,22 1024,92 1018 8,22 6,92 11256,83 0,71510/02/00 1025,69 1026,22 1015 10,69 11,22 11146,62 0,70811/02/00 1026,70 1027,50 11130,88 0,70712/02/00 1027,95 1028,75 1025 2,95 3,75 11130,88 0,70713/02/00 1028,38 1029,99 1025 3,38 4,99 11083,65 0,70414/02/00 1032,02 1031,21 1025 7,02 6,21 11225,34 0,71315/02/00 1032,13 1032,40 1030 2,13 2,40 11162,37 0,70916/02/00 1033,58 1033,58 1023 10,58 10,58 11178,11 0,7117/02/00 1037,49 1034,74 11335,55 0,7218/02/00 1037,27 1035,89 1030 7,27 5,89 11256,83 0,71519/02/00 1039,80 1037,01 1040 -0,20 -2,99 11335,55 0,7220/02/00 1039,52 1038,12 11256,83 0,715

alteração proposta (Talfa')

T skin (original)


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros 6.II Impacto das propriedades físicas / sensibilidade do modelo a alterações nas propriedades da nafta.

Foram realizadas simulações fazendo variar as propriedades físicas da nafta, com

objetivo de determinar a influência de cada uma delas na formação do coque, e seu

impacto na previsão das temperaturas de parede dos tubos. Tais propriedades tem

impacto direto na evolução da campanha do forno de pirólise, uma vez que as

propriedades são utilizadas no modelo para determinação dos parâmetros α e β.

Estes parâmetros são incorporados ao modelo para determinação do perfil de

temperatura de parede dos tubos e a influência na formação do coque. Neste

contexto, foi realizado o seguinte procedimento:

Simulação da campanha do forno fazendo variar uma das propriedades e verificação

da influência na deposição do coque e na determinação do valor final da

temperatura da parede dos tubos. Assim foram testadas as seguintes propriedades:

µ Viscosidade do fluido no tubo

k Condutividade térmica da nafta

Cp Calor específico da nafta

Kc e Kw Condutividade térmica do coque e do tubo

A estratégia adotada foi variar em 10% para mais e para menos o valor de cada

propriedade e simular de forma a identificar a influência de cada uma das

propriedades na determinação dos parâmetros α e β e na temperatura de parede do

tubo.


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros Como resultado, indicamos as propriedades que exercem maior influência na

formação do coque, segundo o modelo proposto:

1. Kc - Condutividade térmica do coque

Segundo Ranzi [27], a condutividade térmica do coque depositado pelo

processamento de naftas e gasóleos fica na faixa entre 3 – 5 Kcal / m hr oC, enquanto

que o coque formado pelo processamento de nafta leve pode apresentar valores de

condutividade térmica duas vezes maior, com característica mais regular e menos

amorfa.

Variação de +10% no valor da propriedade implica em elevação de 1,03% na

temperatura do tubo no início de campanha e acréscimo de 2,01,% na temperatura no

final de campanha, sendo a característica física que apresenta maior impacto na

temperatura final da serpentina. Tal propriedade está relacionada as características e

do tipo do coque formado, que reflete no perfil de temperatura ao longo da campanha,

conforme discutido em detalhe no Capítulo 2 e Capítulo 4.

2. K - Condutividade térmica da nafta

Variação de +10% no valor da condutividade térmica da nafta gera uma redução de

0,69% do valor da temperatura do tubo e redução de cerca de 1,19% na temperatura

no final de campanha. Tal fato indica que o processamento de nafta com maior

condutividade térmica implica numa menor taxa de deposição do coque e que a

característica do coque formado apresente uma estrutura mais regular e menos

amorfa, refletindo positivamente no perfil de temperatura e consequentemente no

tempo de campanha

3. Cp - Calor específico da nafta


Variação de +10% no calor específico da nafta implica numa redução de 0,48% e de

0,88% nas temperaturas das paredes dos tubos no início e final de campanha,

respectivamente. Assim, esta propriedade apresenta característica de comportamento

inverso em relação a taxa de crescimento do coque ao longo da campanha.

Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros 4. µ - Viscosidade da nafta

Variação de 10% na viscosidade da carga para os fornos faz com que ocorra uma

elevação de 0,46% na temperatura do metal no início de campanha e de cerca de

0,83% no final de campanha. Nafta com maior viscosidade indica uma carga com

característica de maior densidade. Neste caso o potencial de deposição do coque é

aumentado em função da cinética das reações de coqueamento em presença de

compostos precursores de coque, normalmente de características diolefínicas, mais

comum em naftas mais pesadas. O processamento de carga com estas

características gera uma alta taxa de deposição do coque, implicando em menores

campanhas.

5. Kw - Condutividade térmica do tubo

Variação de 10% na condutividade do tubo não mostrou influência relevante na

temperatura final da parede do tubo, indicando uma variação da ordem de 0,0005%

e 0,0008% para o início e final de campanha. O modelo mostra que variação na

condutividade do tubo tem pouca influência , se comparada com valores de

condutividade térmica do coque ou da nafta.

No modelo proposto, a condutividade do tubo não tem influência no parâmetro “α” ,

impactando apenas no parâmetro “β”, que tem menor peso na determinação da

temperatura do tubo.

6.III Proposta de melhoria no modelo - Introdução da propriedade densidade no cálculo do parâmetro ‘alfa’ e novo ajuste do modelo Conforme discutido no Capítulo 2, uma propriedade muito importante das naftas

processadas é a densidade, uma vez que esta propriedade flutua ao longo de uma

campanha e, devido a sua relevância, é feito um monitoramento diário desta

variável.


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros Naftas mais pesadas significam maior incidência de precursores de coque nas

serpentinas da zona de radiação dos fornos, gerando encurtamento da campanha,

provocada por uma maior deposição do coque e consequente evolução na

temperatura de parede dos tubos.

É proposto neste trabalho de pesquisa a introdução da densidade da nafta no

cálculo do parâmetro “α”.

A equação abaixo mostra a inclusão da densidade como uma multiplicação ao valor

do parâmetro original, passando a chamar-se α’:

α’ = α . dens. (6.1)

4.06.0

4.0

0877.02'

p

c

Ckk µπ

α = .dens. (6.2)

dens. - densidade

Foi realizada a determinação dos parâmetros C1 e C2 com a introdução da

modificação proposta, estimados a partir das variáveis de processo.

A simulação do modelo para determinação da temperatura da parede do tubo

depende de “α’ ”, determinado a partir das propriedades da nafta e do coque,

conforme estrutura desenvolvida no Capítulo 4.

Foram realizadas as simulações dos modelos nas seguintes condições:

1. Considerando a densidade constante ao longo da campanha;

2. Introduzindo os valores reais das densidades medidas, mostrados nas Tabelas 5.I.01, 5.I.02 e 5.I.03 e no APÊNDICE IV


Capítulo 6 - Simulação do modelo / Ajuste dos parâmetros Após a introdução da densidade ao modelo proposto e realizado o ajuste dos

parâmetros C1 e C2, foi realizada uma simulação da campanha do forno utilizando

o modelo proposto, fazendo variar a densidade e verificação da influência na

deposição do coque.

A estratégia adotada foi a mesma utilizada no Item 6.II, ou seja, aumentar em 10%

o valor da densidade média considerada no Capítulo 4 e simular de forma a

identificar a influência desta propriedade na temperatura de parede do tubo.

Como resultado, verificamos uma forte influência da densidade, em que uma

diferença de 10% em seu valor provoca uma variação de 1,07% na temperatura do

tubo no início de campanha e de 2,09% no final de campanha. Isto pode representar

cerca de 25 a 30oC a mais de temperatura média da serpentina em finais de

campanha, provocada por uma elevação na taxa de deposição do coque pelo

aumento na densidade da nafta. Neste caso pode ocorrer o encurtamento da

campanha, em função do limite de temperatura do metal (Tskin).



6.IV Resumo do Capítulo 6 Neste capítulo foi apresentada estrutura para simulação e determinação dos

parâmetros do modelo proposto, de forma a ajustar os dados experimentais

coletados na planta industrial. Foi realizado estudo do impacto das propriedades

físicas e da sensibilidade do modelo a alterações nas propriedades da matéria

prima.

No Capítulo 6 foi proposta uma contribuição ao modelo original, com introdução da

propriedade densidade no cálculo do parâmetro α e realizado novo ajuste do modelo

através da simulação do tempo de campanha do forno utilizando o modelo proposto.

O resultado mostrou uma forte influência da variável densidade na deposição do

coque, sendo válida, portanto a proposta de melhoria do modelo.

No próximo capítulo serão apresentados os resultados, analisando o comportamento

operacional dos fornos de pirólise quanto ao aumento progressivo da temperatura da

superfície dos tubos no interior dos fornos, comparados com a previsão do modelo

proposto.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados

Capítulo 7

Apresentação e análise dos resultados

O principal objetivo desta pesquisa é analisar o comportamento operacional dos

fornos de pirólise quanto ao aumento progressivo da temperatura da superfície dos

tubos no interior dos fornos, refletindo a evolução da taxa de deposição do coque nas

serpentinas da seção de radiação. Assim, conforme foi discutido no Capítulo 6 – Planejamento / Aquisição de dados da planta , foram selecionados para aquisição

dos dados e validação da metodologia os fornos BA-1101 e BA-1102, principalmente

pelos seguinte motivos:

Condições de serpentina: Os fornos BA-1101 e BA-1102 que estavam voltando

de uma intervenção de manutenção, com serpentinas em início de vida útil e com

diferença de tecnologia. No BA-1101 foram colocados tubos com novo conceito

em serpentinas de craqueamento, baseada num novo tipo de tubo com uma

espiral interna.

•

•

Representatividade dos dados: Com objetivo de checar a reprodutibilidade e dar

maior consistência estatística aos dados das campanhas dos fornos, foi adotada a

seguinte estratégia: repetir a aquisição de dados em apenas dois fornos, em

detrimento de escolher vários fornos diferentes.

Os parâmetros do modelo são validados por forno através de repetições, comparando as curvas do comportamento real com as previstas no modelo durante as campanhas.

Para o BA-1102 foram coletados dados de três campanhas;

Para o BA-1101 foram coletados dados de duas campanhas.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A seguir são apresentados os resultados das simulações e analisados seus

resultados, conforme a seguinte estrutura:

Primeira campanha do forno BA-1102;

Segunda campanha do BA-1102;

Terceira campanha do BA-1102;

Validação do modelo e consolidação dos parâmetros que representam o conjunto

das três campanhas do BA-1102;

Primeira campanha do forno BA-1101;

Segunda campanha do BA-1101;

Validação do modelo e consolidação dos parâmetros que representam o conjunto

das duas campanhas do BA-1101;

Comparação entre o forno BA-1101 e o BA-1102. Consolidação e validação do

modelo proposto;

Resultados em relação a utilização de nova tecnologia nas serpentinas de

craqueamento do BA-1101.

7.I Primeira campanha do forno BA-1102; Campanha realizada entre 05/01/2000 e 20/02/2000. O final da campanha foi

determinada por limite de temperatura de TLE provocada por formação de coque

neste equipamento. Neste período os valores de temperatura medidos por pirômetro

se encontravam próximos a 1040 oC.

A Figura 7.I.01 mostra a comparação entre os valores reais das temperaturas médias

de superfície das tubulações da seção de radiação do forno, gerados das medições

de pirômetro optico ao longo da campanha, contra a previsão de campanha gerada do

modelo original, sem a incorporação da alteração proposta . Para tal foram ajustados

os parâmetros C1 e C2 aos dados experimentais, conforme descrito no Item 6.I – “Estimativa de parâmetros e simulação”.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Na Tabela 6.I.01 - Tskin real x (modelo original e modelo proposto) - são

apresentados de valores esperados da simulação e valores reais da aquisição de

dados da planta.

Figura 7.I.01 - Comparação das temperaturas medidas por pirômetro x modelo

original

Temperatura de serpentina do BA-1102Modelo X campanha real

920

940

960

980

1000

1020

1040

1060

05/01/00 10/01/00 15/01/00 20/01/00 25/01/00 30/01/00 04/02/00 09/02/00 14/02/00 19/02/00

dia

T (

o C

)

Tskin modelo (d constante)Tskin real

C1 = -0,000194C2 = 0,1072

O gráfico mostra boa concordância entre os dados experimentais e a previsão do

modelo, representando bem a evolução da temperatura da superfície do tubo,

indicando uma boa regressão dos parâmetros aos dados de planta.

Valores de C1 e C2 ajustados aos dados experimentais:

C1= -0,000194

C2= 0,1072


Conforme discutido no Item 4.IV – “Proposta de Modificação ao Modelo Originalmente Proposto”, os valores reais da densidade da nafta foram

incorporados ao modelo, passando a fazer parte do cálculo do parâmetro “α”. Este

parâmetro então passa a apresentar valores que variam em função das densidades

medidas durante a campanha do forno, chamando-se “α’ ” .

Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Como a determinação da temperatura de superfície do tubo depende de “α’ ”, a

simulação nesta condição apresenta comportamento conforme mostrado na Figura 7.I.02.

Figura 7.I.02 – Comparação entre temperaturas medidas por pirômetro x modelo

proposto (incluindo valores de densidade).

Temperatura de serpentina do BA-1102considerando densidade variando ao longo da campanha (d real)

920,000

940,000

960,000

980,000

1000,000

1020,000

1040,000

1060,000

05/01/00 10/01/00 15/01/00 20/01/00 25/01/00 30/01/00 04/02/00 09/02/00 14/02/00 19/02/00

dia

T (

o C

)

Tskin modelo (dvariável)

Tskin real

C1 = -0,000194C2 = 0,1072

Este sistema mostra a clara influência da variável “densidade” na taxa de deposição

do coque, indicando a tendência de aumento na temperatura da superfície dos tubos

em períodos de processamento de naftas mais pesadas. Tal fato é refletido no modelo

com a alteração proposta nesta pesquisa.

Os dados experimentais são plotados na Figura 7.I.03, junto com as simulações com

densidade constante e variável.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Figura 7.I.03 – Dados experimentais x modelo original e modelo proposto (densidade

variável)

Temperatura de serpentina do BA-1102comparação: densidade real X densidade estimada

920,000

940,000

960,000

980,000

1000,000

1020,000

1040,000

1060,000

05/01/00 10/01/00 15/01/00 20/01/00 25/01/00 30/01/00 04/02/00 09/02/00 14/02/00 19/02/00 24/02/00

dia

T (

o C

)

Tskin modelo (d variável)Tskin realTskin modelo (d constante)

C1 = -0,000194C2 = 0,1072

O gráfico mostra que a alteração proposta retrata mais fielmente o comportamento

real, se comparado ao modelo original. Tal fato sugere ser interessante sua utilização

no acompanhamento diário da temperatura de parede dos tubos, e auxiliar na

previsão do tempo de campanha dos fornos.

A Tabela 7.I.01 apresenta os valores das temperaturas médias dos tubos (Tskin) medidas por pirômetro e as temperaturas geradas pelo modelo original e proposto. Baseado na Tabela 7.I.01, são apresentados os valores de desvio médio e desvio

padrão, para o conjunto de dados do modelo original e proposto, comparados com os

dados experimentais. Desvio padrão e desvios médio, mínimo e máximo foram determinados para os

valores das diferênças:

• ( Tskin valores experimentais - Tskin modelo proposto)

• ( Tskin valores experimentais - Tskin modelo original)



Tskin real – Tskin modelo proposto

Tskin real – Tskin modelo original

Desvio médio 5,27 5,79

Desvio padrão 6,41 7,02

Desvio mínimo 0,08 0,18

Desvio máximo 16,63 18,77

Os resultados acima mostram que os valores de temperatura do metal (tskin)

gerados pelo modelo proposto representam melhor o comportamento dos dados

experimentais, indicando um menor grau de dispersão dos valores em relação a

média ( < desvio padrão) e menor variabilidade do conjunto dos dados em relação

aos valores esperados (< desvios médio, máximo e mínimo).

O modelo proposto apresentou menor variabilidade e dispersão de dados,

comprovando o melhor comportamento do modelo proposto nesta pesquisa.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Tabela 7.I.01 – Valores de Tkin e diferenças entre temperaturas experimentais e do modelo

Data:Talfa' - Treal

Toriginal - Treal

05/01/00 940,58 941,12 940 0,58 1,1206/01/00 946,96 946,9607/01/00 952,67 952,03 960 -7,33 -7,9708/01/00 957,38 956,5609/01/00 961,51 960,66 970 -8,49 -9,3410/01/00 963,55 964,43 970 -6,45 -5,5711/01/00 967,73 967,91 970 -2,27 -2,0912/01/00 971,17 971,17 980 -8,83 -8,8313/01/00 975,75 974,2314/01/00 978,86 977,1215/01/00 982,03 979,86 980 2,03 -0,1416/01/00 983,47 982,4717/01/00 985,57 984,96 985 0,57 -0,0418/01/00 985,68 987,3419/01/00 987,94 989,63 980 7,94 9,6320/01/00 990,12 991,84 980 10,12 11,8421/01/00 993,53 993,97 980 13,53 13,9722/01/00 998,89 996,02 990 8,89 6,0223/01/00 1000,24 998,01 990 10,24 8,0124/01/00 1002,87 999,9325/01/00 1001,80 1001,80 993 8,80 8,8026/01/00 1003,61 1003,61 990 13,61 13,6127/01/00 1003,27 1005,38 995 8,27 10,3828/01/00 1005,21 1007,10 1000 5,21 7,1029/01/00 1006,63 1008,77 990 16,63 18,7730/01/00 1008,24 1010,4131/01/00 1010,06 1012,00 1000 10,06 12,0001/02/00 1010,86 1013,5602/02/00 1015,08 1015,18 1015 0,08 0,1803/02/00 1017,82 1016,57 1010 7,82 6,5704/02/00 1021,81 1018,03 1020 1,81 -1,9705/02/00 1023,27 1019,46 1020 3,27 -0,5406/02/00 1025,47 1020,87 1025 0,47 -4,1307/02/00 1025,59 1022,2408/02/00 1026,96 1023,59 1020 6,96 3,5909/02/00 1026,22 1024,92 1018 8,22 6,9210/02/00 1025,69 1026,22 1015 10,69 11,2211/02/00 1026,70 1027,5012/02/00 1027,95 1028,75 1025 2,95 3,7513/02/00 1028,38 1029,99 1025 3,38 4,9914/02/00 1032,02 1031,21 1025 7,02 6,2115/02/00 1032,13 1032,40 1030 2,13 2,4016/02/00 1033,58 1033,58 1023 10,58 10,5817/02/00 1037,49 1034,7418/02/00 1037,27 1035,89 1030 7,27 5,8919/02/00 1039,80 1037,01 1040 -0,20 -2,99

Modelo proposto (Talfa')

Modelo original (Talfa)

Tskin real (medido)


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados 7.II Segunda campanha do forno BA-1102; Campanha realizada entre 22/06/2000 e 01/08/2000. O final da campanha foi

determinada pela parada geral da unidade para serviços de manutenção. Neste

período os valores medidos por pirometria se encontravam próximos a 1040 oC.

Planilha com dados de valores esperados da simulação e valores reais da aquisição

de dados da planta mostrados no APÊNDICE III.

A Figura 7.II.01 mostra a comparação entre os valores reais das temperaturas médias

de superfície dos tubos e a previsão de campanha, considerando os parâmetros C1 e

C2 ajustados aos dados experimentais da primeira campanha.

O gráfico desta figura mostra um comportamento diferente entre a modelagem a

evolução real das temperaturas medidas por pirometria ótica. Tal fato indica que os

parâmetros ajustados na primeira campanha não foram representativos para a

segunda campanha.

Figura 7.II.01 – Temperaturas medidas na segunda campanha x modelo proposto

(densidade variável) com C1 e C2 ajustados na primeira campanha.

Temperatura de serpentina do BA-1102 considerando C1 e C2 da aquisição originalC1=-0,00194 e C2=0,107228 (d variando na campanha)

920,0

940,0

960,0

980,0

1000,0

1020,0

1040,0

1060,0

21/06/00 26/06/00 01/07/00 06/07/00 11/07/00 16/07/00 21/07/00 26/07/00 31/07/00 05/08/00 10/08/00

dia

T (

o C

) Tskin modeloTskin real


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A Figura 7.II.02 apresenta novo ajuste dos parâmetros C1 e C2 para a segunda

campanha, de forma a representar bem a evolução da temperatura da superfície do

tubo, função da taxa de deposição do coque ao longo da campanha.


C1= -0,00022

C2= 0,10745

Figura 7.II.02 – Modelo proposto com novo ajuste de C1 e C2

Temperatura de serpentina do BA-1102 ajuste de novo C1 e C2 para representar a campanha

( densidade variando ao longo da campanha )

940,0

960,0

980,0

1000,0

1020,0

1040,0

1060,0

21/06/00 26/06/00 01/07/00 06/07/00 11/07/00 16/07/00 21/07/00 26/07/00 31/07/00 05/08/00 10/08/00

dia

T (

o C

)

Tskinmodelo

Tskin real

C1 = -0,00022C2 = 0,10745

A análise estatística dos dados da segunda campanha, baseada na tabela com os

valores das temperaturas experimentais e geradas pelos modelos original e proposto,

apresentada no APÊNDICE III, mostra uma menor variabilidade e dispersão de dados

para o modelo proposto, se comparado com o modelo original, considerando valores

de C1 e C2 ajustados aos dados experimentais, conforme Figura 7.II.02 valores dos

desvios apresentados a seguir.








Desvio mínimo 0,1 1,0 7.III Terceira campanha do BA-1102

Campanha realizada entre 10/08/00 e 04/10/00, após parada geral da unidade. O

final da aquisição de dados foi encerrada quando a temperatura medida por pirômetro

chegou a cerca de 1060 oC. Neste período a carga do forno foi reduzida, visando

aumentar a campanha, uma vez que a temperatura estava próxima do limite de 1100 oC. Assim, decidimos concluir a aquisição dos dados em 04/10/00, pois a partir deste

dia a vazão de nafta processada foi menor que a média da campanha até este dia.

A vazão de nafta é uma variável muito importante, de forma que a coleta de dados foi

realizada enquanto esta condição de processo se manteve constante, principalmente

em função da comparação entre as campanhas dos fornos BA-1101 e BA-1102, que

apresentam projeto de serpentinas diferentes.

Planilha com dados de valores esperados da simulação e valores reais da aquisição

de dados da planta são mostrados no APÊNDICE III.

A Figura 7.III.01 mostra a comparação entre os valores reais das temperaturas

médias de superfície dos tubos e a previsão do modelo, considerando os parâmetros

C1 e C2 ajustados na primeira campanha. Assim como na segunda campanha, os

parâmetros da primeira campanha não representaram bem a terceira campanha.

Tal fato indica que os parâmetros originais ajustados na primeira campanha não foram

representativos para a segunda e terceira campanhas.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Figura 7.III.01 - Temperaturas medidas na segunda campanha x modelo proposto

(densidade variável) com C1 e C2 ajustados na primeira campanha.

Temperatura de serpentina do BA-1102 - C1 e C2 da primeira campanhaC1=-0,00194 e C2=0,107228 (d variando na campanha)

920,000

940,000

960,000

980,000

1000,000

1020,000

1040,000

1060,000

1080,000

9/8/00 14/8/00 19/8/00 24/8/00 29/8/00 3/9/00 8/9/00 13/9/00 18/9/00 23/9/00 28/9/00 3/10/00

dia

T (

o C

)

Tskin modelo

Tskin real

A Figura 7.III.02 apresenta nova regressão dos parâmetros C1 e C2 para a terceira

campanha, de forma a representar a evolução da temperatura da superfície do tubo. É

verificada que os mesmos valores de C1 e C2 ajustados para a segunda campanha representaram bem a terceira campanha.


C1= -0,00022

C2= 0,10745


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Figura 7.III.02 - Novo ajuste dos parâmetros C1 e C2 para a terceira campanha

Temperatura de serpentina do BA-1102 ajuste de novo C1 e C2 para representar a campanha

densidade variando ao longo da campanha

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

9/8/00 14/8/00 19/8/00 24/8/00 29/8/00 3/9/00 8/9/00 13/9/00 18/9/00 23/9/00 28/9/00 3/10/00 8/10/00

dia

T (

o C

) Tskin modelo

Tskin real

C1 = -0,00022C2 = 0,10745

A terceira campanha do BA-1102 apresentou comportamento estatístico similar a

segunda, indicando uma menor variabilidade e dispersão de dados para o modelo

proposto, se comparado com o modelo original. No APÊNDICE III é apresentada

tabela com os valores das temperaturas experimentais e geradas pelos modelos

original e proposto.







7.IV Validação do modelo e consolidação dos parâmetros que representam o conjunto das três campanhas do BA-1102;

Na Figura 7.IV.01 são representados os dados de planta das três campanhas num só

gráfico. Conforme discutido nos Capítulos 7.I , 7.II e 7.III, é observado que as


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados segundas e terceiras campanhas apresentaram comportamento similares e que a

primeira campanha apresentou comportamento diferente das outras duas.

A elevação de temperatura na primeira campanha foi mais lenta que as demais. A

explicação para este fato pode estar relacionado a dois fatores:

- Característica da nafta processada, uma vez que os dados foram coletados em

períodos diferentes;

- Influência dos tubos estarem no início de vida útil, sendo utilizados pela primeira

vez. Neste caso se tem maior influência do pré-tratamento realizado nos tubos

antes da sua utilização, que pode diminuir a taxa de deposição do coque. Na

segunda e terceira campanhas esta influência deixou de existir. Esta possibilidade

deverá ser foco de verificação no futuro.

Figura 7.IV.01- Dados de planta das três campanhas do BA-1102

Temperatura de serpentina do BA-1102 para as três campanhas em que foram coletados os dados

920

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56

dias de campanha

T (

o C

)

Tskin real (3)Tskin real (2)Tskin real (1)

.A Figura 7.IV.02 mostra a simulação com parâmetros ajustados para as duas últimas campanhas, que tiveram o mesmo comportamento e foram bem

representados pelo modelo proposto.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Figura 7.IV.02 – Modelo com C1 e C2 ajustados para as duas últimas campanhas do

BA-1102

Temperatura de serpentina do BA-1102 para as três campanhas em que foram coletados os dados

920

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56

dias de campanha

T (

o C

)

Tskin real (3)Tskin real (2)Tskin real (1)modelo(c1 e c2 ajustados)

C1 = -0,00022C2 = 0,10745

7.V Primeira campanha do forno BA-1101 Campanha realizada entre 03/04/2000 e 10/06/2000. O final da campanha foi

determinada por limite de temperatura de TLE. Neste período os valores de pirômetro

se encontravam próximos a 1065 oC.

As Figuras 7.V.01 e 7.V.02 mostram a comparação entre os valores de planta,

gerados das medições de pirômetro optico ao longo da campanha, contra a previsão

de campanha gerada do modelo proposto na pesquisa. A Figura 7.V.01 considera

densidade constante e a Figura 7.V.02 considera densidade variando durante a

campanha.

Os gráficos mostram boa concordância entre os dados experimentais e a previsão do

modelo, representando bem a evolução da temperatura da superfície do tubo,

indicando uma boa regressão dos parâmetros aos dados de planta.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Valores de C1 e C2 ajustados aos dados experimentais:

C1= -0,00026

C2= 0,097 Figura 7.V.01 – Comparação entre valores de Tskin da planta e do modelo original, considerando densidade constante

Temperatura de serpentina do BA-1101Modelo X campanha real (parâmetros ajustados)

940,00

960,00

980,00

1000,00

1020,00

1040,00

1060,00

1080,00

3/4/00 8/4/00 13/4/00 18/4/00 23/4/00 28/4/00 3/5/00 8/5/00 13/5/00 18/5/00 23/5/00 28/5/00 2/6/00 7/6/00 12/6/00

dia

T (

o C

) Tskin modelo(d constante)

Tskin real

C1 = -0,00026C2 = 0,097

Figura 7.V.02 - Comparação entre valores de Tskin da planta e do modelo proposto,

com densidade variando ao longo da campanha

Temperatura de serpentina do BA-1101Modelo ajustado considerando modificação proposta (d real)

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

3/4/00 8/4/00 13/4/00 18/4/00 23/4/00 28/4/00 3/5/00 8/5/00 13/5/00 18/5/00 23/5/00 28/5/00 2/6/00 7/6/00dia

T (

o C

)

Tskin modelo(d variável)

Tskin real

C1 = -0,00026C2 = 0,097


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A Figura 7.V.03 mostra a campanha considerando um valor constante de densidade,

definida no Capítulo 4.I, comparada com valores reais de densidade ao longo da

campanha. Neste caso é incorporada ao modelo a possibilidade de identificação da

influência da densidade na taxa de deposição do coque.

Figura 7.V.03 – Comparação entre os modelos: densidade real x densidade variável

Temperatura de serpentina do BA-1101comparação: densidade real X densidade estimada (constante)

940,000

960,000

980,000

1000,000

1020,000

1040,000

1060,000

1080,000

03/04/2000

08/04/2000

13/04/2000

18/04/2000

23/04/2000

28/04/2000

03/05/2000

08/05/2000

13/05/2000

18/05/2000

23/05/2000

28/05/2000

02/06/2000

07/06/2000

dia

T (

o C

)

Tskin modelo (d variável)Tskin realTskin modelo (d constante)

C1 = -0,00026C2 = 0,097

Na Tabela 7.V.01 a seguir são apresentados os resultados das simulações (modelo

original e proposto) e os valores experimentais da primeira campanha do BA-1101.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Tabela 7.V.01 – Resultados da simulação da primeira campanha do BA-1101

Data: T skin real

T skinreal - T skin m od.

proposto

T skinreal - T skin m od.

Original alfa *04/04/00 948,16 949,63 11053,4905/04/00 953,35 954,15 11116,3806/04/00 957,40 958,24 950 -7,40 -8,24 11116,3807/04/00 965,25 961,98 11493,7408/04/00 968,81 965,45 11493,7409/04/00 970,31 968,68 11336,5110/04/00 969,67 971,72 11022,0511/04/00 974,20 974,58 960 -14,20 -14,58 11163,5512/04/00 978,46 977,29 11289,3413/04/00 981,26 979,88 980 -1,26 0,12 11305,0614/04/00 984,15 982,34 11336,5115/04/00 985,32 984,70 980 -5,32 -4,70 11242,1716/04/00 987,18 986,97 11210,7217/04/00 991,46 989,15 11367,9618/04/00 989,12 991,25 11037,7719/04/00 991,12 993,28 990 -1,12 -3,28 11037,7720/04/00 994,37 995,25 11132,1121/04/00 999,59 997,15 11367,9622/04/00 999,67 999,00 11242,1723/04/00 998,07 1000,79 990 -8,07 -10,79 11006,3224/04/00 999,78 1002,53 11006,3225/04/00 1003,77 1004,23 11163,5526/04/00 1003,31 1005,88 11022,0527/04/00 1007,50 1007,50 11195,0028/04/00 1006,45 1009,07 11022,0529/04/00 1007,97 1010,61 1010 2,03 -0,61 11022,0530/04/00 1009,69 1012,11 11037,7701/05/00 1010,41 1013,59 10990,6002/05/00 1009,60 1015,03 10849,0903/05/00 1010,97 1016,44 1010 -0,97 -6,44 10849,0904/05/00 1012,31 1017,82 1010 -2,31 -7,82 10849,0905/05/00 1016,15 1019,18 11006,3206/05/00 1017,46 1020,51 1015 -2,46 -5,51 11006,3207/05/00 1024,64 1021,82 11367,9608/05/00 1025,94 1023,10 11367,9609/05/00 1025,14 1024,36 11242,1710/05/00 1026,65 1025,60 11257,8911/05/00 1023,66 1026,82 11006,3212/05/00 1024,84 1028,02 11006,3213/05/00 1026,00 1029,20 1020 -6,00 -9,20 11006,3214/05/00 1024,46 1030,36 1022 -2,46 -8,36 10849,0915/05/00 1028,27 1031,51 1015 -13,27 -16,51 11006,3216/05/00 1032,09 1032,64 1030 -2,09 -2,64 11163,5517/05/00 1037,02 1033,75 11383,6818/05/00 1035,12 1034,84 1040 4,88 5,16 11210,7219/05/00 1038,13 1035,92 11320,7920/05/00 1037,82 1036,99 1035 -2,82 -1,99 11242,1721/05/00 1038,88 1038,04 11242,1722/05/00 1039,08 1039,08 1035 -4,08 -4,08 11195,0023/05/00 1040,95 1040,10 11242,1724/05/00 1041,96 1041,11 1040 -1,96 -1,11 11242,1725/05/00 1042,97 1042,11 11242,1726/05/00 1042,53 1043,10 11163,5527/05/00 1042,06 1044,07 11084,9428/05/00 1045,04 1043,00 1045 -0,04 2,00 11022,0529/05/00 1042,79 1045,99 11022,0530/05/00 1045,18 1046,93 11100,6631/05/00 1046,69 1047,86 11132,1101/06/00 1048,78 1048,78 11195,0002/06/00 1050,57 1049,69 1050 -0,57 0,31 11242,1703/06/00 1052,96 1050,59 11320,7904/06/00 1055,35 1051,48 1055 -0,35 3,52 11399,4005/06/00 1057,14 1052,36 1050 -7,14 -2,36 11446,5706/06/00 1057,13 1053,23 11399,4007/06/00 1055,00 1054,09 11242,1708/06/00 1054,34 1054,95 1060 5,66 5,05 11163,5509/06/00 1053,36 1055,79 11069,2110/06/00 1054,80 1056,63 11100,66

T skin m odelo

proposto

T skin m odelo orig inal


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Baseado na Tabela 7.I.01, são apresentados os valores de desvios médio, mínimo,

máximo e padrão, para o conjunto de dados do modelo original e proposto,

comparados com os dados experimentais. Desvio padrão e erros foram determinados para os valores das diferênças:

• ( Tskin valores experimentais - Tskin modelo proposto)

• ( Tskin valores experimentais - Tskin modelo original)



Desvio máximo 13,3 16.5


Os resultados acima confirmam o melhor comportamento do modelo proposto,

indicando um menor grau de dispersão dos valores em relação a média ( < desvio

padrão) e menor variabilidade do conjunto dos dados em relação aos valores

esperados (< desvio médio).

O modelo proposto confirmou a menor variabilidade e dispersão de dados, repetindo

o mesmo comportamento apresentado no forno BA-1102.

7.VI Segunda campanha do BA-1101 Aquisição de dados da planta realizada entre 10/08/00 e 09/10/00, após parada geral

da unidade. Assim como na terceira campanha do BA-1102, o final da coleta de

dados foi encerrada quando a temperatura por pirômetro chegou a cerca de 1070 oC.

Neste período a carga do forno foi reduzida com objetivo de aumentar a campanha,

uma vez que a temperatura estava próxima do limite de 1100 oC e havia a

necessidade da manutenção do forno em operação.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A Figura 7.VI.01 apresenta o comportamento da campanha através dos dados de

planta e da previsão do modelo, além das equações que representam a evolução da

temperatura da superfície do tubo.

É importante ressaltar que os valores de C1 e C2 ajustados aos dados experimentais da primeira campanha representaram bem a segunda, como pode

ser observado no gráfico.

Valores de C1 e C2:

C1= -0,00026

C2= 0,097

Figura 7.VI.01 - Comportamento da campanha através dos dados de planta e da

previsão do modelo proposto

Temperatura de serpentina do BA-1101 densidade variando ao longo da campanha

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

9/8/00 14/8/00 19/8/00 24/8/00 29/8/00 3/9/00 8/9/00 13/9/00 18/9/00 23/9/00 28/9/00 3/10/00 8/10/00 13/10/00

dia

T (

o C

)

modelo (d variável)

Tskin real

C1 = -0,00026C2 = 0,097


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados 7.VII Validação do modelo e consolidação dos parâmetros que representam o conjunto das duas campanhas do BA-1101 Na Figura 7.VII.01 estão representados os dados de planta das duas campanhas

num único gráfico. A estrutura do gráfico mostra o mesmo comportamento para as

duas campanhas, indicando um bom ajuste dos parâmetros e a confirmação da boa

representação do modelo.

Figura 7.VII.01 - Dados de planta das duas campanhas do BA-1101 num único gráfico

Temperatura de serpentina do BA-1101 Aquisição de dados para duas campanhas

Evolução da temperatura por medição de pirômetro

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56 61 66

dias de campanha

T (

o C

)

Tskin real (2)Tskin real (1)

C1 = -0,00026C2 = 0,097

A Figura 7.VII.02 mostra a simulação prevista pelo modelo com parâmetros ajustados

de forma a representar as duas campanhas.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados Figura 7.VII.02 - Parâmetros ajustados de forma a representar as duas campanhas

Temperatura de serpentina do BA-1101 para as duas campanhas em que foram coletados os dados

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56 61 66

dias de campanha

T (

o C

)

Tskin real (2)

Tskin real (1)

modelo

C1 = -0,00026C2 = 0,097

7.VIII Comparação entre o forno BA-1101 e o BA-1102. Consolidação e validação do modelo proposto

As Figuras 7.VIII.01 e 7.VIII.02 apresentam uma comparação entre os fornos BA-

1101 e BA-1102.

Na Figura 7.VIII.01 são plotados os dados de planta reais, ou seja, a evolução dos

valores de medição de temperaturas com pirômetro, sem considerar a primeira

campanha do BA-1102, por apresentar problemas no ajuste de parâmetros, conforme

discutido anteriormente.

Na Figura 7.VIII.02 são mostradas as curvas dos fornos BA-1101 e BA-1102 com o

modelo proposto nesta pesquisa.

Em ambos os casos é verificada claramente a tendência do forno BA-1101 em

apresentar menor inclinação na curva da evolução da temperatura, ou seja, maiores

campanhas, comparado ao BA-1102, indicando menor taxa de deposição de coque para este forno. Isto pôde ser verificado através de repetições na aquisição de

dados de planta.


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A menor taxa de deposição no BA-1101 indica que o efeito da alteração de projeto na

serpentina de radiação foi positivo. Maior campanha implica numa maior vida útil dos

tubos, gerando fatores positivos para a planta, como menores custos de manutenção,

maior disponibilidade de fornos e redução dos procedimentos de decoques.

Figura 7.VIII.01 - Comparação entre os fornos BA-1101 e BA-1102 (dados de planta

medidos)

Comparação entre as campanhas dos fornos BA-1101 e BA-1102

940

960

980

1000

1020

1040

1060

1080

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56 61 66

dias de campanha

T (

o C

)

BA-1101 média 2campanhas(real)


Valores de pirômetro ótico (médios)

Figura 7.VIII.02 - Curvas dos fornos BA-1101 e BA-1102 com o modelo proposto

nesta pesquisa.

Comparação entre as campanhas dos fornos BA-1101 e BA-1102Modelo proposto com parâmetros ajustados

Valores médios das campanhas

940,0

960,0

980,0

1000,0

1020,0

1040,0

1060,0

1080,0

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56 61 66dias de campanha

T (

o C

)

BA-1101 modelo(média )

BA-1102 modelo(média)


Capítulo 7 - Apresentação e análise dos resultados A Figura 7.VIII.03 mostra num mesmo gráfico a comparação entre o comportamento

real e o modelo proposto com parâmetros ajustados, indicando a melhor condição operacional do BA-1101, que apresenta menor taxa de deposição de coque e consequente evolução de temperatura menos agressiva ao longo da campanha.

Figura 7.VIII.03 - Comparação entre o comportamento real e o modelo proposto

Comparação entre as campanhas dos fornos BA-1101 e BA-1102Modelo proposto com parâmetros ajustados

940,0

960,0

980,0

1000,0

1020,0

1040,0

1060,0

1080,0

1 6 11 16 21 26 31 36 41 46 51 56 61 66

dias de campanha

T (

o C

)

BA-1101 modelo (média )

BA-1102 modelo (média)



Os resultados mostram que as campanhas do BA-1101 foram maiores que as do BA-1102, indicando que o efeito da alteração de projeto empregado na

serpentina de radiação do forno BA-1101 foi positivo, resultando numa menor taxa

de deposição do coque ao longo da campanha.

Quanto a vantagem em relação a maior rendimento a etileno com a nova

tecnologia, foi observado que os rendimentos médios a etileno para os fornos na

última campanha, realizadas no mesmo período e com mesmo tipo de nafta,

foram os seguintes:

Período: Entre 10/08/00 e 09/10/00

% médio de etileno no efluente do forno: BA-1101 26,60% BA-1102 26,03%



Quanto à severidade, a relação C3/C2 indica a quantidade de etileno em relação

ao propeno gerado no craqueamento, uma vez que é desejável a maximização da

produção do etileno. Neste caso, quanto menor a relação, maior seletividade ao

etileno.

Os valores médios da campanha foram os seguintes:

Período: Entre 10/08/00 e 09/10/00

C3/C2: BA-1101 0,45 BA-1102 0,57

Os resultados indicam que, no período em questão, o rendimento médio de

etileno, indicado no analisador do efluente dos fornos, foi maior no BA-1101 que

no BA-1102 e a relação média C3/C2 foi menor no BA-1101, indicando também

condição favorável a produção do etileno neste forno.

Considerando uma carga média de 23 t/h de processamento de nafta nestes

fornos, chega-se a uma produção de cerca de 3 t/dia a mais no forno com maior

rendimento, representando cerca de 90 t/mês a mais de etileno.

Vale ressaltar que não foi feita a análise rendimentos e severidade para campanhas anteriores, uma vez que foram coletados dados em períodos diversos,

com naftas processadas de características diferentes, que poderiam mascarar os

resultados



7.IX Resumo do Capítulo 7 No Capítulo 7 foram apresentados e analisados os resultados das simulações,

através do comportamento operacional dos fornos de pirólise, visando consolidar os

parâmetros e validar o modelo proposto.

Os resultados indicaram um bom ajuste dos parâmetros e a confirmação da

representação do modelo aos dados experimentais para os fornos testados.

A análise da alteração proposta ao modelo original mostrou uma menor variabilidade

e dispersão de dados, comprovando o melhor comportamento do modelo proposto

nesta pesquisa, simulando a evolução da campanha e refletindo a influência da

densidade da nafta na taxa de deposição do coque.

Neste capítulo foi realizada a comparação entre o comportamento dos fornos BA-

1101 e BA-1102, quando os resultados mostram que as campanhas do BA-1101

foram maiores, indicando que o efeito da alteração de projeto empregado na

serpentina de radiação deste forno foi positivo.

No próximo capítulo apresentadas as conclusões sobre os resultados obtidos e

sugestões para a continuidade da pesquisa.


Capítulo 8 - Conclusões e sugestões para trabalhos futuros

Capítulo 8

Conclusões e sugestões para trabalhos futuros

8.I Principais conclusões e discussões sobre os resultados obtidos

O objetivo desta pesquisa foi desenvolver um modelo para prever a evolução da

temperatura nas paredes dos tubos dos fornos, e auxiliar na determinação do final de

campanha dos fornos de pirólise.

Fez parte do trabalho de pesquisa:

Definição do modelo

Período de testes na planta

Ajuste do modelo aos dados da planta

Validação do modelo, através da comparação entre os dados gerados e as

medições de temperatura via pirômetro optico

Em relação a modelagem da taxa de deposição do coque nas serpentinas de fornos

de pirólise, as principais contribuições desta pesquisa são as seguintes:

Validação do modelo proposto, uma vez que este apresentou uma boa

concordância com dados da planta. O modelo simulou de forma aceitável a

evolução da temperatura do tubo (“skin”), refletindo a taxa de deposição do

coque.

A proposta de alteração do modelo original, com a incorporação da propriedade

densidade ao cálculo do parâmetro “α”, foi validada. Os resultados mostraram

que o modelo pode ser ajustado aos dados de planta, simulando a evolução da

campanha e mostrando o impacto da propriedade densidade na taxa de

formação do coque.


Capítulo 8 - Conclusões e sugestões para trabalhos futuros Atualização da revisão bibliográfica dos mecanismos de formação do coque e

determinação da evolução dos modelos de simulação de campanhas de fornos de

pirólise

Determinação das propriedades que tem maior influência na deposição do coque.

Foi realizado estudo do impacto das propriedades físicas e da sensibilidade do

modelo a alterações nas propriedades da nafta e os reflexos nas campanhas dos

fornos, conforme resultados apresentados no Capítulo 6.

Montagem de estrutura para a entrada de dados e acompanhamento pelos

operadores de processo. A estimativa de campanha pode ser atualizada no “dia a

dia” da unidade em função das alterações nas propriedades da nafta.

Possibilidade de utilização do modelo como auxiliar no planejamento da

configuração operacional do conjunto dos fornos, uma vez que o tempo de

campanha pode ser estimado a partir dos primeiros dias de operação do forno. A

utilização do modelo para este fim depende do controle das propriedades da nafta

e das variáveis de processo.

Avaliação do resultado do emprego de tubos com novo conceito em serpentinas de craqueamento no forno BA-1101, baseado num novo tipo de

tubo com uma espiral interna.

Os resultados mostraram que as campanhas do BA-1101 realmente foram maiores que as do BA-1102, indicando que o efeito da alteração de projeto foi

positivo, resultando numa menor taxa de deposição do coque ao longo da

campanha.

O rendimento médio de etileno, indicado no analisador do efluente dos fornos, foi

maior no BA-1101 que no BA-1102 e a relação média C3/C2 foi menor no BA-

1101, indicando também condição favorável a produção do etileno neste forno.



Considerando uma carga média de 23 t/h de processamento de nafta nestes

fornos, chega-se a uma produção de cerca de 3 t/dia a mais no forno com maior

rendimento, representando cerca de 90 t/mês a mais de etileno.

Vale ressaltar que não foi feita a análise rendimentos e severidade para campanhas anteriores, uma vez que foram coletados dados em períodos

diversos, com naftas processadas de características diferentes, que poderiam

mascarar os resultados.

8.II Sugestões para a continuidade da pesquisa sobre modelagem e influência da deposição do coque em fornos de pirólise Para a continuidade da pesquisa sobre da modelagem da formação do coque nas

serpentinas de fornos de pirólise, com objetivo de prever a evolução da temperatura

nas paredes dos tubos dos fornos e auxiliar na determinação do final de campanha

dos fornos, indicamos as seguintes sugestões:

Utilização do modelo proposto no conjunto dos fornos da COPENE, inclusive na

planta mais nova, visando o ajuste dos parâmetros e consolidação do modelo

para uso em todos os fornos;

Testar outros modelos identificados na pesquisa bibliográfica realizada neste

trabalho, principalmente os modelos com linhas de pesquisa que leva em

consideração a influência da não uniformidade de temperaturas ao longo do

tubo, gerando coque localizado. Nesta modelgem o tubo é discretizado em

zonas, onde mecanismos de reações diferenciadas geram deposição do coque

de forma não uniforme.

Avaliar a disseminação da nova tecnologia utilizada na serpentina do BA-1101

para conjunto dos fornos, visando validar os ganhos em nova comparação entre

fornos operando com tecnologias diferentes; UFBA Modelagem de fornos de pirólise 122


Aprofundar as questões relacionadas a redução de coque em fornos de pirólise,

através de pesquisas sobre novos projetos, materiais e produtos anti-coque.

Linhas de pesquisa em redução do coque se mostram muito atrativas, em função

das vantagens geradas por aumentos de campanhas em fornos de pirólise,

implicando em maiores rendimentos a olefinas, diminuição na temperatura da

parede dos tubos, aumento na eficiência de queima no forno e redução no número

de ciclos de decoques, aumentando a vida útil dos tubos e diminuindo os custos

de manutenção.


Capítulo 9 - Referências bibliográficas

Capítulo 9

Referências bibliográficas [1] Albright, L. F. ; Crynes, B. F. ; Corcoran, W. H.. Pirolysis: Theory and Industrial

Practice. Academic Press, New York,1983.

[2] Wysiekierski, A. ; Fischer, G. Control coking for olefins plants. Hydrocarbon

Processing. 1999, 97

[3] Woerde, H. M. ; Brun, C. New developments in fouling inhibition of cracking coils

and TLE’s. Technip Group Symposium. 1999.

[4] Heynderickx, G ; Froment, G. A pyrolysis furnace with reactor tubes. Ind. Eng.

Chem. Res. 1996 , 35 , 2183

[5] Chambers, L ; Potter, W . Design ethilene furnaces. . Hydrocarbon Processing.

1974 , 121

[6] Solomon, S. M.. Developments in olefins production technology. Inst. Chem. Eng.

Symp. Series. 1977, 50, 99

[7] Ohshima,M. ; Nakagawa,H. ; Hashimoto,I. ; Ohkamo,U. ; Susuki,G. ; Kawabata, Y..

On-line inference of tube-wall temperature in an industrial olefin pyrolysis plant. J.

Proc. Cont. 1995 , 6(5) , 309

[8] Kano,M. ; Shiren,T. ; Hashimoto,I ; Ohshima,M ; Ohkamo,U ; Aoki,S. . On-line

inference system of tube-wall temperature for an industrial olefin pyrolysis plant.

1996 , Chem. Process Control n.5



[9] Heynderickx, G ; Cornelis, G ; Froment, G. Circumferential tube skin temperature

profiles in thermal cracking coils. AIChE journal . 1992 , 38 (12), 1905.

[10] Froment, G e Plehiers, P. Ferebox simulation of Olefins Units. Chem. Eng.

Commun. 1989, 80, 81.

[11] Kopinke, F. , Zimmermann, G. Coke formation in thermal cracking of

hydrocarbons. Ind. Eng. Chem. Res. 1994, 33, 2584.

[12] Gossens, A e Dente, M . Hidrocarbon Processing. 1978, Sept. , 227

[13] Dente, M , Ranzi, M e Gossens, A . 1983, AIChE

[14]. Lou, Q. An investigation of coke deposition during the pyrolysis of

hydrocarbons. Chem. React. Eng. Technol. 1986, 2, 44.

[15] Babash, S. e Mukhina, T. Effective coke inhibition in pyrolysis furnaces.

P T Q Autumn, 1999, 113

[16] Pribylov, V e Zemtsov, Y. Application of FSI anticoking technology at russian

ethylene plant. P T Q Autumn, 1999, 113

[17] Zou, R. ; Lou, Q. ; Mo, S e Feng, S. Study on a kinetic of atmospheric gas oil

pyrolisys and coke deposition. Ind. Eng. Chem. Res. 1993, 32, 843.

[18] Reyniers, G ; Froment, G. ; Kopinke, F; Zimmermann, Z. Coke formation in the

thermal cracking of hydrocarbons. Modeling of coke formation in naphta cracking.

1994, 33 , 2584.

[19] Albright, L. e Marec, J. Coke formation during Pyrolysis: roles of residence time,

reactor geometry and time of operation. Ind Eng. Chem. Res. 1998, 27, 743. UFBA Modelagem de fornos de pirólise 125


[20] Kumar, P. e Kunzru, D. Kinetics of coke deposition in naphtha pyrolysis. The

Canadian Journal of Chemical Engineering. 1985, 63, 598.

[21] Shreve, R. ; Brink, J. Industrias de processos químicos. Guanabara Dois, 1980

[22] Albright, L. Improved operation of pyrolisys furnaces. Anti-Coking Symposium.

2000

[23] Brun, C. e Sposito, L. New developments in fouling inhibition of cracking coils

and TLE’s . Technip Group Symposium - 1999

[24] C. Caruso. Caracterização e propriedades das naftas de projeto para a UP-1.

Copene / Getec RT-99/006

[25] Hamada, K. “et all” . Mixing Element Radiant Tube (MERT) Improves Cracking

Furnace Performance. AIChE Spring National Meeting – Ethilene Furnace

Technology and Operations. 1999

[26] Romagnoli, J. e Sanchez, M. Data processing and reconciliation for chemical

process operations. Academic Press, 1997

[27] Ranzi, E . “et all”. Coking simulation aids on-stream time. Oil e Gas Journal.

1985, sept , 49

[28] Heynderickx, G e Froment, G. A Pyrolysis Furnace With reactor tubes of elliptical

cross section. Ind. Eng. Chem Res. 1996 , 35 , 2189

[29] Figueiredo, J. e Órfão, J. Carbon deposits on metal catalysts - Mechanisms of

formation and gasification. Quarto Seminário brasileiro de catálise, 1987


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Fornos de Pirolise