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Universidade Federal de Alfenas MG Campus Avançado de Poços de Caldas Raphael Rodrigues Faleiros Susana Lordano Luiz INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONÔMICA Poços de Caldas / MG 2014

INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO … · Calorimetria ... Ressalta-se também que um grande consumo de utilidades quentes (vapor d’água) e frias (água para

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Universidade Federal de Alfenas – MG

Campus Avançado de Poços de Caldas

Raphael Rodrigues Faleiros

Susana Lordano Luiz

INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E

ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONÔMICA

Poços de Caldas / MG

2014

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Raphael Rodrigues Faleiros

Susana Lordano Luiz

INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E

ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONÔMICA

Poços de Caldas / MG

2014

Trabalho apresentado no Instituto de

Ciência e Tecnologia da Universidade

Federal de Alfenas como parte dos

requisitos necessários à aprovação na

disciplina Trabalho de Conclusão de

Curso do curso de Engenharia

Química.

Orientador: Prof. Dr. Rafael F. Perna.

Coorientador: Prof. Dr. Leandro Lodi.

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Faleiros, Raphael Rodrigues. Integraçao energética em uma planta de formaldeído e análise de sua viabilidade econômica / Raphael Rodrigues Faleiros, Susana Lordano Luiz. - Poços de Caldas, 2014. 51 f. -

Orientador: Rafael F. Perna. Trabalho de Conclusão de Curso (Graduação em Engenharia

Química) - Universidade Federal de Alfenas, Poços de Caldas, MG, 2014. Bibliografia.

1. Integração energética. 2. Método Pinch. 3. Trocador de calor. 4. Formaldeído. I. Luiz, Susana Lordano. II. Perna, Rafael F.. III. Título.

CDD: 660.2

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Raphael Rodrigues Faleiros

Susana Lordano Luiz

INTEGRAÇAO ENERGÉTICA EM UMA PLANTA DE FORMALDEÍDO E

ANÁLISE DE SUA VIABILIDADE ECONOMICA

Aprovado em 04 de dezembro de 2014.

A banca examinadora, abaixo-

assinada, aprova o Trabalho de

Conclusão de Curso apresentado

como parte dos requisitos para

obtenção do título de bacharel (a) em

Engenharia Química.

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AGRADECIMENTOS

À Universidade Federal de Alfenas pelas oportunidades e experiências oferecidas.

Aos meus pais, Regina e Benedito, que me deram condições para às minhas conquistas,

à minha irmã Cláudia pelo apoio.

Aos meus Tios Ana e José Roberto que me adotaram neste período de graduação.

Aos meus amigos de faculdade, em especial Susana, Gabriel e Jeferson, que foram meus

companheiros durante esta jornada.

A todas às pessoas que, de alguma forma, contribuíram para tornar este momento

possível.

Raphael Faleiros

Primeiramente, agradeço a Deus por ter me capacitado para chegar até aqui.

Aos meus pais, Marilsa e José Luiz, ao meu irmão, Sérgio, e ao meu namorado, Jonatan,

agradeço pelo amor, incentivo e apoio incondicional.

A meus amigos e a todos aqueles que direta ou indiretamente fizeram parte da minha

formação. E ao meu amigo Raphael Faleiros, pela paciência e companheirismo nessa fase tão

importante de nossas vidas, o meu muito obrigada!

Susana Lordano

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“Se as coisas são inatingíveis... ora!

Não é motivo para não querê-las...

Que tristes os caminhos, se não fora

A presença distante das estrelas!”

Mario Quintana (1906-1994)

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RESUMO

O presente trabalho teve por objetivo realizar a integração energética na planta industrial

de formaldeído da empresa Synteko® Produtos Químicos S/A, localizada na cidade de

Araucária, PR. A integração energética foi aplicada mediante a utilização do método Pinch, que

visa a máxima recuperação energética das correntes quentes e frias envolvidas no processo

químico. Com a implementação do método, foi possível confirmar a possibilidade de redução

do consumo de utilidades industriais externas, diminuindo, assim, os gastos energéticos da

planta em 95,27 %.

Palavras-chave: Integração energética. Método Pinch. Trocador de calor. Formaldeído.

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ABSTRACT

This paper aims to conduct a heat integration in the formaldehyde production plant of

the company Synteko® Chemicals S.A., located in the city of Araucaria, PR. The heat

integration was applied by using the Pinch method, that aims a for maximum energy recovery

from hot and cold process streams. With the implementation of the method, it was possible to

confirm the possibility of reducing the consumption of external industrial utilities, thus reducing

the energy demand of the plant at 95.27%.

Keywords: Heat integration. Pinch method. Heat exchanger. Formaldehyde.

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SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 8

2. OBJETIVOS ................................................................................................................... 10

2.1. Objetivo geral ................................................................................................................ 10

2.2. Objetivos específicos ..................................................................................................... 10

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................... 11

3.1. Formaldeído ................................................................................................................... 11

3.2. Integração energética .................................................................................................... 11

3.3. Trocadores de calor....................................................................................................... 13

3.3.1. Operação concorrente (ou paralelo) e contracorrente .............................................. 14

3.4. Calorimetria................................................................................................................... 16

3.5. Cálculo do calor específico de uma mistura gasosa ................................................... 16

4. MÉTODO ........................................................................................................................ 17

4.1. Construção da curva composta .................................................................................... 18

4.2. Cascata de calor............................................................................................................. 19

4.3. Construção da rede de trocadores de calor para máxima recuperação energética 21

4.4. Área de troca térmica ................................................................................................... 22

5. DESENVOLVIMENTO ................................................................................................. 23

5.1. Balanço de massa .......................................................................................................... 23

5.2. Balanço energético ........................................................................................................ 25

5.3. Integração energética .................................................................................................... 28

6. ANÁLISE DE VIABILIDADE ECONÔMICA DA INTEGRAÇÃO ENERGÉTICA . 35

7. CONCLUSÃO ................................................................................................................ 37

REFERÊNCIAS ....................................................................................................................... 38

APÊNDICE A - MEMORIAL DE CÁLCULOS .................................................................... 39

1. Balanço de massa .......................................................................................................... 39

1.1. Balanço de massa na coluna de absorção .................................................................... 42

2. Balanço energético ........................................................................................................ 46

3. Integração energética .................................................................................................... 47

3.1. Transferência de calor na rede de trocadores ............................................................ 47

3.2. Comparação das possíveis redes de trocadores .......................................................... 48

APÊNDICE B – FIGURAS ...................................................................................................... 50

1. Outras opções de rede de trocadores de calor ............................................................ 50

2. Configuração da planta após integração energética .................................................. 51

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1. INTRODUÇÃO

O fenômeno da globalização tem forçado as indústrias a se tornarem cada vez mais

competitivas perante o mercado consumidor, sendo para isso, de grande importância que estas

estejam sempre melhorando o desempenho dos seus processos. Neste contexto, o fator gasto

energético é de extrema importância, uma vez que este reflete diretamente no custo dos

produtos finais.

No Brasil, diversas são as indústrias produtoras de formaldeído, cujo principal destino

centra-se na produção de resinas. Uma das indústrias em destaque diz respeito à Synteko®

Produtos Químicos S/A, localizada na cidade de Araucária, PR, a segunda maior produtora de

formaldeído do país responsável por 18 % da produção nacional (ABRAF, 2010).

Apesar da Synteko® apresentar grande produtividade de formaldeído (150.000

toneladas/ano) e operar com um processo definido e, há muito tempo, já estabelecido, sua planta

demonstra deficiência em relação ao melhor aproveitamento dos recursos energéticos.

Atualmente, a maior parte da energia gerada no processo (principalmente oriunda da reação

química) é desperdiçada e toda a energia consumida para aquecer o metanol e o ar atmosférico,

(matérias-primas para a produção de formol), provém de fontes elétricas, acarretando em gastos

desnecessários. Ressalta-se também que um grande consumo de utilidades quentes (vapor

d’água) e frias (água para resfriamento) pode ser verificado na planta, intensificando o problema

energético.

Diante desse contexto, surge a necessidade de se preocupar com as fontes e os destinos

energéticos envolvidos, as diferentes maneiras de como esta energia será adicionada ou

removida, e quais os custos envolvidos para tal processo (RELVAS et al., 2002). Propõe-se,

então, a aplicação da Integração Energética, ferramenta esta de grande importância para a

indústria química que, a partir da década de 1980, passou a ser responsável pelo melhoramento

da eficiência energética de processos produtivos.

Com a aplicação desta ferramenta, pode-se obter um melhor desempenho de um

determinado processo por meio da recuperação da energia em excesso de uma dada corrente e

o seu reaproveitamento em outra etapa do processo. Vale ressaltar ainda que, com a aplicação

da integração energética, tem-se a redução da dependência da planta química com relação às

utilidades provenientes de fontes externas e, principalmente, as geradas por energia elétrica

(NETO, 2005).

Com base nestas informações, o presente trabalho voltou-se à obtenção de uma rede de

trocadores de calor visando a mínima demanda de utilidades quentes e frias, de forma a

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maximizar a troca de energia entre as correntes envolvidas no processo e nas utilidades. Foi

aplicado, portanto, o conceito da integração energética em uma planta industrial de formaldeído

da empresa Synteko® S.A., fundamentada na Tecnologia Pinch, visando readaptá-la de acordo

com as necessidades energéticas do processo químico já existente.

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1. OBJETIVOS

1.1.Objetivo geral

O presente trabalho teve como principal objetivo a realizar a integração energética em

uma planta industrial de formaldeído aplicando-se a tecnologia Pinch, a qual visa a máxima

recuperação e reaproveitamento energético do processo.

1.2.Objetivos específicos

Para o objetivo geral ser alcançado, foram traçados os seguintes objetivos específicos:

Realizar dos balanços de massa e energia do processo;

Identificar a temperatura do ponto de estrangulamento energético (Pinch Point);

Determinar as mínimas quantidades de energia fornecidas e retiradas do processo;

Realizar o projeto da rede de trocadores de calor através da elaboração do diagrama de

grades;

Comparar os custos com gastos energéticos antes e depois da integração energética;

Analisar a viabilidade de se implementar a integração energética na planta industrial da

empresa Synteko® S.A.

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2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. Formaldeído

O formaldeído (CH2O), também conhecido como formol ou metanal, é um aldeído

utilizado como agente estabilizante, bactericida ou plastificante, em resinas sintéticas e

indústrias têxteis, de couro, borrachas, cosméticos e farmacêuticos. Sua síntese, apresentada na

Equação (1), é altamente exotérmica, ocorrendo basicamente pela oxidação parcial do metanol

em fase gasosa, mediante o emprego de um reator catalítico de leito fixo. Os catalisadores,

normalmente utilizados, são a prata metálica ou óxido de ferro-molibdênio. A reação catalítica

produz diversos compostos químicos, no entanto, a reação é altamente seletiva para a produção

de formaldeído (ABRAF, 2010).

𝐶𝐻3𝑂𝐻 +1

2𝑂2

𝐹𝑒2(𝑀𝑜𝑂4)3𝑀𝑜𝑂3→ 𝐶𝐻𝑂𝐻 +𝐻2𝑂 (1)

Resumidamente, no seu processo produtivo, o metanol (matéria-prima) é aquecido até

a fase vapor e misturado com uma corrente de ar atmosférico pré-aquecida. A mistura é feita

em um compartimento do reator catalítico. Este, é recheado com óxido de ferro-molibdênio

(Fe2(MoO4)3.MoO3), gerando formaldeído na fase vapor com liberação de uma quantidade

significativa de energia (ΔH = - 159 kJ/mol).

Posteriormente, o produto sintetizado é resfriado e direcionado a uma coluna de

absorção, no qual o contato em contracorrente com a água desmineralizada leva a obtenção do

produto final na concentração desejada (37 % v/v).

2.2. Integração energética

Plantas industriais possuem uma grande demanda de energia, e este consumo é mais

acentuado principalmente em plantas antigas, cujos processos são carentes ou ausentes de

integração energética, havendo, portanto, pouca recuperação de calor entre as correntes

envolvidas.

A integração energética visa minimizar o consumo de utilidades quentes e frias,

maximizando assim, a recuperação de calor entre as correntes do processo (Figura 1).

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Figura 1 - Modelo de um sistema de integração energética.

Fonte: Neto (2005).

Uma das formas de se aplicar a integração energética deve-se a utilização da conhecida

Tecnologia Pinch (RELVAS et al., 2002; PERLINGEIRO, 2005; TURTON, et al., 2010). Tal

tecnologia, em síntese, consiste no conceito do Pinch Point, que fornece informações sobre o

processo e permite a análise das potencialidades da integração (RELVAS et al., 2002). Desse

modo, uma boa rede de troca térmica envolve a definição do Pinch Point – ponto de maior

aproximação entre as temperaturas das correntes quentes e frias nas curvas compostas - e a

utilização dessa informação para definir o design de uma rede de trocadores de calor que

maximize a troca térmica (TURTON et al., 2010).

A Tecnologia Pinch, pode ser aplicada em uma grande variedade de problemas

relacionados a redes de transferência de calor. Com a aplicação desta tecnologia, o processo

produtivo pode ser reorganizado, avaliando a possibilidade do reuso de equipamentos já

existentes (TURTON et al., 2010).

Segundo Relvas et al. (2002), um fator importante no processo de integração consiste

no estabelecimento de metas que devem ser consideradas durante a implementação do método

proposto pela Tecnologia Pinch. Essas metas consistem em obter o consumo mínimo de energia

correspondente ao uso de utilidades externas para aquecimento ou refrigeração; o número

mínimo de unidades de transferência de calor (trocadores de calor, aquecedores ou

refrigeradores); ou a área mínima total de transferência de calor.

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2.3.Trocadores de calor

Segundo Araujo (2011), trocadores de calor são equipamentos envolvidos em operações

unitárias de troca térmica entre dois fluidos, possibilitando o resfriamento ou aquecimento

desses. Nesses equipamentos os dois fluidos podem estar em contato direto ou indireto. Quando

o contato é indireto, os fluidos estão separados por uma parede, geralmente metálica, de

pequena espessura e com elevada condutividade térmica.

Os fluidos envolvidos no trocador de calor são denominados fluido quente e frio. O

fluido quente é aquele que fornecerá calor e, não havendo mudança de fase, resfriará. O fluido

frio, de maneira contrária, receberá calor, podendo aquecer. A água e o vapor d’água utilizados

como fonte de energia para transferência de calor não são considerados correntes do processo,

mas sim, utilidades (ARAUJO, 2011).

Araujo (2011) classifica os trocadores de calor de acordo com a função que

desempenham no processo:

Trocadores/recuperadores de calor entre duas correntes do processo, onde a energia do

fluido quente é fornecida ao frio a fim de ser recuperada.

Condensadores são trocadores de calor que removem calor latente de um vapor.

Resfriadores são utilizados para resfriar uma corrente do processo, utilizando um

refrigerante, geralmente água.

Aquecedores são trocadores utilizados para aquecer uma corrente do processo,

utilizando vapor de água saturada ou óleo térmico, na maioria dos casos, como fluidos

aquecedores.

Refervedores fornecem energia na forma de vapor (calor latente) para as colunas de

destilação.

Evaporadores são equipamentos utilizados para efetuar a evaporação da água ou outro

solvente a fim de concentrar uma solução.

Vaporadores são utilizados para realizar a vaporização de fluidos, com exceção da água,

convertendo o calor latente ou sensível de um fluido em calor de vaporização de outro.

Araujo (2011) ainda classifica os trocadores de calor de acordo com quatro categorias:

Tubular: casco e tubo, duplo tubo, resfriadores de ar, tubo aquecido;

De placa: placa, espiral, lamela, placa aletada;

De materiais altamente resistente à corrosão: grafite, vidro, teflon.

Especiais: rotativos, elétricos.

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A equação de projeto de um trocador de calor é definida pela Equação (2):

𝑄𝑇𝐶 = 𝑈. 𝐴𝑇 . ∆𝑇𝑙𝑛, (2)

em que 𝑄𝑇𝑐 é a quantidade de calor trocado, 𝐴𝑇 é a área de troca térmica do trocador de calor,

∆𝑇𝑙𝑛 a diferença logarítmica, que é calculada considerando o funcionamento dos trocadores de

calor com escoamento concorrente ou contracorrente, U é o coeficiente global de transferência

de calor, que pode ser definido através da equação (3):

1

𝑈=

1

ℎ𝑄+

1

ℎ𝐹 , (3)

no qual ℎ𝑄 e hF referem-se aos coeficientes de transferência de calor convectivos das correntes

quente e fria, respectivamente.

2.3.1. Operação concorrente (ou paralelo) e contracorrente

a) Concorrente

Segundo Araujo (2011), nesta conformação, os dois fluidos entram no trocador de calor

pela mesma extremidade e percorrem o mesmo sentido. Na extremidade de entrada tem-se a

maior temperatura do fluido quente (T1) e a menor do fluido frio (t1), tendo nesta extremidade,

a maior diferença de temperatura entre os fluidos. Sendo esta diminuída ao longo do

equipamento, conforme ilustrado pela Figura (2).

Figura 2- Distribuição de temperatura para a operação concorrente.

Fonte: Araujo (2011).

Tem

per

atu

ra

Quantidade de calor

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Na operação concorrente (ou paralelo) de um trocador de calor não é possível obter uma

temperatura de saída do fluido frio maior que a de saída do quente e a expressão para ∆𝑇𝑙𝑛

pode ser representada pela Equação (4).

∆𝑇𝑙𝑛 =(𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎−𝑇𝐹𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎)−(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎−𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎)

𝑙𝑛[(𝑇𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

−𝑇𝐹𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎)

(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎−𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎

)]

, (4)

em que 𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 , 𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎, 𝑇𝐹𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 e 𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎 são respectivamente as temperaturas das correntes

quentes e frias de entrada e saída nos trocadores de calor.

b) Contracorrente

Neste tipo de operação os fluidos entram no equipamento em extremidades opostas,

percorrendo-o em sentidos contrários (ARAÚJO, 2011). A diferença de temperatura ao longo

do trocador será mais homogênea, com relação ao escoamento concorrente, e a temperatura de

saída do fluido frio pode ser maior que a do quente (t2>T2) conforme representado pela Figura

(3).

Figura 3- Distribuição de temperatura para operação em contracorrente.

Fonte: Araujo (2011).

O cálculo do ∆𝑇𝑙𝑛 para o trocador de calor em contracorrente pode ser definido pela

Equação (5):

Quantidade de calor

Tem

per

atu

ra

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∆𝑇𝑙𝑛 =(𝑇𝑄𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎−𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎)−(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎−𝑇𝐹𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎)

𝑙𝑛[(𝑇𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

−𝑇𝐹𝑠𝑎í𝑑𝑎)

(𝑇𝑄𝑠𝑎í𝑑𝑎−𝑇𝐹𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

)]

(5)

2.4.Calorimetria

Calor é a energia térmica em movimento, transferida de um corpo a outro devido a uma

diferença de temperatura existente entre eles. O calor pode ser nomeado como sensível, quando

este promove uma variação de temperatura no meio, ou latente, quando contribui para que

ocorra mudança de fase (CEZAR, 2014). As Equações (6) e (7) relacionam, respectivamente,

ao cálculo do calor sensível e latente.

𝑄 = 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 ∙ ∆𝑇 (6)

𝑄 = 𝑚 ∙ 𝐿 (7)

em que m é a massa do fluido, 𝑐𝑝 é o calor específico à pressão contante e L o calor latente. A

capacidade calorífica/ térmica, 𝐶𝑝, é dada pela relação 𝑚 ∙ 𝑐𝑝.

Estas equações podem ser unidas na Equação (8), utilizada no balanço de energia nas

correntes do processo:

𝑄 = 𝑚 ∙ 𝑐𝑝(𝑙) ∙(𝑇𝑒𝑏 − 𝑇𝑎𝑚𝑏) + ∆𝐻𝑣𝑎𝑝 +𝑚 ∙ 𝑐𝑝(𝑔) ∙ (𝑇𝑓 − 𝑇𝑒𝑏) (8)

2.5.Cálculo do calor específico de uma mistura gasosa

O cálculo da capacidade calorífica à pressão constante (𝐶𝑝), considerando que os gases

se comportam idealmente, é feito a partir da seguinte expressão proposta por Smith et al (2007):

𝐶𝑝 = 𝐶𝑝𝑖𝑔á𝑠 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙

𝑅= 𝐴 + 𝐵 ∙ 𝑇 + 𝐶 ∙ 𝑇2 + 𝐷 ∙ 𝑇−2 (9)

em que 𝑐𝑝𝑖 é o calor específico de um componente que se comporta como gás ideal, e R é a

constante universal dos gases ideias.

Para calcular, o calor específico (𝑐𝑝) da mistura gasosa é feita uma somatória das frações

molares multiplicadas pelo 𝑐𝑝𝑖 dos componentes da mistura, segundo a equação (SMITH et al,

2007):

𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎) = ∑ 𝑦𝑖 ∙𝑛𝑖 𝑐𝑝𝑖 (10)

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3. MÉTODO

A realização da integração energética baseada na Tecnologia Pinch foi aplicada na

planta industrial de formaldeído (Figura 4) da empresa Synteko®. Para isso, primeiramente,

foram realizados os balanços de massa e energia, visando obter as vazões mássicas e a

quantidade de energia presente em cada uma das correntes do processo.

T-101

T-100

P-100

E-102

E-100

E-101

C-100

R-100

A-100

P-101

P-102

P-103

E-103

E-105

E-104

Água

1

Ar 2

3

4 5

7

8 18

9

10

19

11

12 15

14

13

16

17

6

T-100 Tanque de armazenamento de metanol

C-100 Ventilador de ar atmosférico

P-100 Bomba

E-100 Trocador de calor

E-101 Trocador de calor

R-100 Reator catalítico

E-102 Trocador de calor

E-103 Trocador de calor

E-104 Trocador de calor

E-105 Trocador de calor

A-100 Coluna de absorção

P-101 Bomba

P-102 Bomba

P-103 Bomba

T-101 Tanque de armazenamento de formol

Inertes

Figura 4 - Fluxograma PFD, representativo do processo de produção de formaldeído sem integração energética.

Fonte: Adaptado de Synteko Produtos Químicos S/A.

Segundo Relvas et al (2002), as correntes apontadas como frias são correntes que

recebem calor durante o processo de produção, porque suas temperaturas necessitam de

aumentar e/ou porque sofrem uma mudança de estado físico. As correntes conhecidas como

quentes, ao contrário das frias, necessitam de resfriamento durante o processo e/ou também de

uma mudança de estado.

Relvas et al (2002) reporta também que, o valor do ΔTmin escolhido para à utilização

na metodologia Pinch não pode ser inferior ao valor correspondente ao do ΔT de transição –

diferença mínima de temperatura possível capaz de obter redução energética - pois valores

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inferiores remeteriam a um custo maior com gastos com investimentos operacionais em

trocadores de calor, sem qualquer tipo de benefício com recuperação energética.

Vale ressaltar que muitas vezes para a escolha do valor para o ΔTmin ótimo, é também

considerado os custos referentes aos gastos com a aquisição dos trocadores de calor,

considerando-se o período de retorno do investimento, a taxa de rentabilidade e horas de

operações da unidade de troca de calor (RELVAS et al; 2002). Este tipo de análise não será

foco do presente trabalho devido à uma grande complexidade e demanda de tempo que seria

necessária para tal, sendo então, o objetivo desta integração energética, a máxima recuperação

em energética.

3.1.Construção da curva composta

As curvas compostas (Figura (5)) representam graficamente as variações de entalpia

referentes às correntes quentes e frias. Segundo Neto (2005), a curva composta é uma

representação do balanço de energia do processo (perfis de Temperatura versus Variação de

entalpia), sendo definida para as correntes quentes (curva composta quente) e frias (curva

composta fria). A curva composta quente é obtida pela soma das cargas térmicas de

resfriamento, enquanto a curva composta fria é obtida pela soma das cargas térmicas de

aquecimento, gerando valores acumulados para cada temperatura (TURTON, 2010).

Figura 5 - Curva composta, a nível de exemplo

Fonte: Adaptado de Relvas et al (2002).

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Relvas et al (2002), propõe que o conceito da construção das curvas compostas é a

verificação:

Da quantidade máxima de energia que é possível recuperar por transferência de calor

entre as correntes do processo (𝑄𝑟𝑒𝑐𝑢𝑝𝑒𝑟𝑎𝑑𝑜);

Da quantidade mínima de calor exterior a fornecer ao processo por uma utilidade quente

(𝑄𝑈𝑄,𝑚𝑖𝑛);

Da quantidade mínima de calor a retirar do processo, utilizando utilidade fria (𝑄𝑈𝐹,𝑚𝑖𝑛);

Da localização do ponto de estrangulamento (PE), para um dado valor de ΔTmin,

correspondente às temperaturas de maior aproximação das curvas compostas.

O ponto de estrangulamento corresponde a região onde ocorre uma constrição entre as

curvas compostas frias e quentes, conforme ilustrada no gráfico, sendo este local relacionado

ao pinch.

Tendo em vista um consumo mínimo de energia, Relvas et al (2002), reporta que é

necessário seguir os seguintes princípios:

Não se deve transferir calor através do ponto de estrangulamento (PE), pois qualquer

energia fornecida da zona acima do PE para a zona abaixo, implica um acréscimo dessa

mesma magnitude na utilidade quente e na utilidade fria.

O uso inapropriado das utilidades deve ser evitado. Caso seja utilizada utilidade fria

acima do PE para arrefecer uma corrente quente, a quantidade de calor retirada terá de

ser reposta incrementando o gasto de utilidade quente. O mesmo se verifica abaixo do

PE, caso seja utilizado utilidade quente.

Existem casos, conhecidos como Threshold Problems, onde não ocorre o PE. Nestas

situações, o ponto do pinch ocorrerá em uma região de menores diferenças de temperaturas,

onde não será necessária a utilização de alguma utilidade externa, isto é, até determinado valor

de ΔT min apenas se necessita de utilidade fria ou quente e o valor deste é denominado ΔT de

transição. A utilização das curvas compostas a fim de se obter os consumos mínimos de

utilidades externas é pouco correta pois baseia-se em uma construção gráfica, sendo mais

eficiente o método algébrico das cascatas de calor.

3.2. Cascata de calor

Pela cascata de calor é possível obter os consumos mínimos de utilidades e a localização

do ponto do Pinch. A idéia do algoritmo, segundo Relvas et al (2002), é verificar para cada

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intervalo de temperaturas, a quantidade de calor disponível entre as várias correntes de processo

existentes e transferir o excesso de cada nível térmico para o imediatamente inferior, seguindo

os seguintes passos:

a) O primeiro passo consiste em dividir o processo em intervalos de temperaturas

apresentados pelas correntes. Para tal, é necessário primeiramente realizar um ajuste das

temperaturas reais, utilizando-se das Equações 11 e 12 respectivamente paras as correntes frias

e quentes.

𝑇′𝐹𝑅𝐼𝐴 = 𝑇𝐹𝑅𝐼𝐴 +𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛

2, (11)

𝑇′𝑄𝑈𝐸𝑁𝑇𝐸 = 𝑇𝑄𝑈𝐸𝑁𝑇𝐸 −𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛

2, (12)

A partir de tais ajustes nas temperaturas assegura-se que durante a implementação do

método não haverá trocas de calor entre correntes que podem apresentar valores de ΔT

inferiores ao estipulado para o de ΔTmin, garantindo também que apenas o intervalo do Pinch

apresente tal diferença de temperatura mínima.

b) O segundo passo consiste em efetuar um balanço de energia para os novos intervalos de

temperaturas corrigidas, segundo a Equação 13.

𝑄𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜 = [∑ 𝑚. 𝑐𝑝𝑖𝑓𝑟𝑖𝑎𝑠𝐶.𝐹𝑟𝑖𝑎𝑠 − ∑ 𝑚. 𝑐𝑝𝑖𝑄𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠𝐶.𝑄𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠 ] . ∆𝑇𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜′ (13)

em que para cada intervalo de temperaturas ΔT’, Q é o balanço de energia, e cada termo dentro

dos colchetes corresponde a uma somatória das capacidades térmicas das correntes frias e

quentes respectivamente.

Se a quantidade de calor das correntes frias “predominarem” sobre as correntes quentes,

então existirá um déficit de calor no intervalo analisado e Q será maior que zero. Por outro lado,

se a quantidade de calor das correntes quentes “predominarem” sobre as frias, existirá um

excesso de calor e Q será maior que zero.

c) A terceira etapa consiste da construção da cascata de calor. Primeiramente é elaborada

uma coluna para a cascata inviável, na qual é realizada uma análise energética considerando

que nenhuma quantidade de calor externo é fornecida ao processo, ou seja,

𝑄UtilidadeQuente = 0. Nesta coluna, devem-se dispor os valores calculados de 𝑄𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜,

realizando um saldo cumulativo das demandas energéticas que ficarão disponíveis em cada

intervalo. A ideia desta coluna da cascata inviável é obter o maior valor negativo de energia

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acumulada possível nos intervalos. Uma vez que na realidade não é possível transferir calor de

um nível térmico superior para um inferior quando o primeiro tem um déficit de energia, os

valores negativos de calor acumulado devem ser eliminados e, por isso, existe a necessidade da

construção da coluna da cascata viável. Para evitar este déficit energético, é montada uma outra

cascata, nomeada de cascata viável, em que o maior valor negativo acumulado na coluna

anterior, é colocado no início como excesso de energia no sistema, visando obter um valor igual

a zero no intervalo do Pinch – pois através deste ponto, não ocorre transferência energética, por

definição.

A cascata de calor também fornece as quantidades mínimas exigidas de utilidades

quentes e frias através dos valores iniciais e finais da coluna que representa o calor acumulado

da cascata viável.

3.3. Construção da rede de trocadores de calor para máxima recuperação energética

A construção da rede de trocadores de calor envolve relacionar as correntes que deverão

realizar troca energética. Nesta etapa, são selecionadas as correntes quentes que fornecerão

energia térmica às correntes frias com o objetivo de aquecê-las às temperaturas desejadas, além

de poder verificar e obter a quantidade mínima de trocadores de calor envolvidos na rede. Na

escolha de quais correntes serão envolvidas na troca energética deve-se adotar um cuidado

especial para evitar que tais correntes, em determinadas etapas do processo, atinjam durante a

troca de energia uma diferença de temperatura que seja inferior à estipulada como sendo ao do

ΔTmin. Relvas et al (2002), cita que para evitar esta possibilidade, a metodologia Pinch propõe

regras que devem respeitadas:

a) Deve-se esboçar a figura do diagrama de grade, representando de maneira paralela as

correntes envolvidas no processo, suas variações de temperaturas, a localização do pinch e

dividir o problema em duas regiões nomeadas como acima e abaixo do pinch a fim de se analisar

separadamente cada uma delas. A zona condicionada próximo ao pinch será a que mais limitará

o processo de escolha das correntes, pois nas imediações desse, a diferença de temperaturas

entre as correntes quentes e frias é exatamente ao do ΔTmin. Por essa razão, as possibilidades

de trocas de calor nesta região são severamente limitadas, sendo portanto, nesta imediação, um

fundamental ponto de partida para construção da rede de trocadores de calor.

b) Nas zonas imediatamente acima do pinch, as escolhas das correntes que trocarão calor

devem ser determinadas de tal maneira que a capacidade calorífica da corrente quente

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(𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 deve ser inferior ou igual à capacidade calorífica da corrente fria (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑓𝑟𝑖𝑎,

sendo também que, nesta região, o número de correntes quentes (𝑁𝑄) deve ser inferior ou igual

ao número de correntes frias (𝑁𝐹). Inversamente, nas zonas imediatamente abaixo do pinch, os

valores de (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 e 𝑁𝑄 devem ser superiores ou iguais aos valores de (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑓𝑟𝑖𝑎, e

𝑁𝐹 , respectivamente. As relações aqui apresentadas são aplicáveis junto ao pinch, ou seja,

apenas quando ambas as correntes estão sobre ele.

c) Para os trocadores de calor localizados em uma área afastada do pinch é necessário

realizar as seguintes considerações: Acima do pinch, a utilidade fria não deve ser utilizada, uma

vez que, todas as correntes quentes terão de ser arrefecidas até a temperatura do pinch por troca

de calor com as correntes frias; Abaixo do pinch, a utilidade quente não deve ser utilizada, pois

todas as correntes frias precisam ser aquecidas até a temperatura do pinch por troca de calor

com as correntes quentes.

3.4. Área de troca térmica

O cálculo da área total de troca térmica relativa aos trocadores de calor envolvidos na

rede é importante, pois seu valor está diretamente relacionado ao custo dos equipamentos. Por

isso, busca-se uma conformação de rede que ofereça uma menor área de troca térmica.

Uma vez conhecidas as energias trocadas em cada trocador de calor (𝑄𝑇𝐶), bem como

quais correntes estão envolvidas na troca, calcula-se as áreas específicas de cada trocador

utilizando a seguinte Equação (14):

𝐴𝑇𝐶 =𝑄𝑇𝐶

𝑈.∆𝑇𝑙𝑛, (14)

em que U e ∆𝑇𝑙𝑛 são definidos pelas equações (3) e (5), respectivamente.

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4. DESENVOLVIMENTO

4.1. Balanço de massa

O balanço de massa foi realizado baseando-se em uma produção anual de 120.000

toneladas de formaldeído (37 %, v/v). Considerando que a empresa está em operação 320 dias

no ano, a produção média estimada é de 375.000 kg/dia. Outros dados de projeto estão

representados na Tabela 1.

Tabela 1 - Dados do projeto.

Dados de projeto

Produção de formaldeído 120.000 tonelada/ano

Fator operacional 320 dias

Pureza do metanol 100 %

Relação Metanol/Mistura na alimentação 8 %

Concentração mássica do formol no produto 37 %

Para calcular a conversão da carga da unidade no produto principal (formol) e

subprodutos provenientes de reações secundárias (dimetil-éter, monóxido de carbono e metanol

não reagido), as seguintes reações foram consideradas no reator catalítico:

OHCHOHOOHCH

MoOMoOFe

2233342

21

Reação principal

OHOCHOHCH 22332 Reação secundária I

OHCOOOHCH 223 2 Reação secundária II

As reações obedecem aos valores de rendimentos molares oferecidos pela Synteko,

dispostos na Tabela 2.

Tabela 2 - Rendimento molar.

Rendimento molar

Formol - 𝐶𝐻𝑂𝐻 92,65% Reação principal

Dimetil-éter - (𝐶𝐻3)2𝑂 1,09% Reação secundária I

Monóxido de carbono - 𝐶𝑂 4,67% Reação secundária II

Metanol - 𝐶𝐻3𝑂𝐻 1,59% Não reagiu

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A ocorrência de maior formação de formol na reação principal se deve à seletividade do

catalisador - óxido de ferro-molibdênio (Fe2(MoO4)3.MoO3).

A composição do ar da mistura da alimentação, e as massas molares dos componentes

envolvidos nas reações, estão descritas nas Tabelas 3 e 4, respectivamente.

Tabela 3 - Composição do ar atmosférico.

Componente Composição (%)

𝑁2 79

𝑂2 21

Massa molar do Ar: 29 kg/kgmol

Tabela 4 – Massas molares dos componentes envolvidos nas reações.

Componente Massa Molar (kg/kgmol)

Metanol - 𝐶𝐻3𝑂𝐻 32

Formol - 𝐶𝐻𝑂𝐻 30

Água - 𝐻2𝑂 18

Dimetil-éter - (𝐶𝐻3)2𝑂 46

Monóxido de carbono - 𝐶𝑂 28

Todos os dados calculados no balanço de massa da planta de formaldeído da Synteko

Produtos Químicos S/A estão resumidos na Tabela 5. Esta tabela foi construída baseada na

representação da planta na Figura 4. Foram identificadas somente as principais correntes

utilizadas no balanço de material da unidade em questão. O detalhamento dos cálculos encontra-

se em anexo, no Apêndice A.

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Tabela 5 - Vazão mássica dos componentes nas correntes do processo.

Correntes 5 + 6 8 17 12 15 19

Descrição Alimentação Saída

reator

Gases

inertes

Corrente

da coluna

Corrente

da coluna

Saída

reator

Vazão dos

componentes

(kg/dia)

CH3OH 159.741 2.540 - 2.535 1.088 2.537

CH2O - 138.750 - 138.510 59.413 138.610

H2O - 92.132 - 225.541 96.774 225.703

(CH3)2O - 1.251 - 1.249 536 1.250

CO - 6.527 - 6.516 2.795 6.521

N2 1.451.247 1.451.247 1.451.247 - - -

O2 385.774 304.315 304.315 - - -

Vazão total da corrente

(kg/dia) 1.996.762 1.996.762 1.755.561 374.621 160.575 375.000

4.2. Balanço energético

O balanço energético do processo foi calculado baseando-se nas frações mássicas e molares

obtidas no balanço de massa. Alguns dados de projeto importantes, ainda não citados, estão

dispostos na Tabela 6.

Tabela 6 - Dados de projeto do metanol.

Dados do metanol

𝑐𝑝 (𝐿í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜) 81,46 kJ/kmol.K

𝑐𝑝 (𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑜) 51,21 kJ/kmol.K

𝑇𝑒𝑏 64,4 °C

∆𝐻𝑣𝑎𝑝 35,3 kJ/kmol.K

Fonte: Smith et al (2007); Atkins et al (2011).

Para calcular o 𝑐𝑝 dos componentes no estado gasoso, pela Equação 9, utilizou-se os

parâmetros A, B, C e D.

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Tabela 7 - Parâmetros A, B, C e D para cálculo dos calores específicos dos componentes da mistura.

Componente A 103 B 106 C 10-5 D

Dimetil-éter - (CH3)2 - - - -

Água - H2O 3,47 1,45 - 0,121

Monóxido de Carbono - CO 3,376 0,557 - -0,031

Metanol - CH3OH 2,211 12,216 -3,45 -

Oxigênio - O2 3,639 0,506 - -0,227

Nitrogênio - N2 3,28 0,593 - 0,04

Formol - CHOH 2,264 7,022 -1,877 -

Fonte: (SMITH et al, 2007).

De posse das frações molares e dos 𝑐𝑝𝑖 de cada componente (Tabela 9), calculou-se o

𝑐𝑝 da mistura gasosa através da Equação 10 para a saída do reator a uma temperatura de 280oC

(Tabela 8), para as correntes de refluxo da coluna de absorção à 155oC (Tabela 9), e para o

produto de fundo da torre absorvedora à 155oC (Tabela 10).

Tabela 8 - Cp dos componentes das correntes 11 e 13.

Correntes 11 e 13 – Coluna de absorção (T = 155 °C)

Componente Fração Molar –

Corrente 11

Fração Molar –

Corrente 13

cp (kJ/kmol.K)

(CH3)2O 0,002 0,002 65,60 *

H2O 0,717 0,717 35,54

CO 0,013 0,013 29,90

CH3OH 0,005 0,005 56,58

CHOH 0,264 0,264 40,94

𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎) 36,318 36,318 (kJ/kmol.K)

*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).

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Tabela 9 - Dados para cálculo do Cp da mistura gasosa.

Corrente 7 – Saída do Reator (T = 280 °C)

Componente Fração Molar (%) cp (kJ/kmol.K)

(CH3)2O 0,04 65,60 *

H2O 7,17 35,83

CO 0,33 30,53

CH3OH 0,11 65,75

O2 13,31 31,95

N2 72,57 30,09

CHOH 6,48 46,32

𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎) 31,85 (kJ/kmol.K)

*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).

Tabela 10 - Cp dos componentes da corrente 19.

Corrente 19 – Produto de fundo da torre absorvedora (T = 155 °C)

Componente Fração Molar (%) cp (kJ/kmol.K)

(CH3)2O 0,16 65,60 *

H2O 71,66 34,54

CO 1,33 29,90

CH3OH 0,45 56,58

CHOH 26,40 40,94

𝑐𝑝 (𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑜𝑠𝑎) 36,32 (kJ/kmol.K)

*Valor aproximado. Fonte: (ELLIOTT et al, 1999).

Após calculados os 𝑐𝑝 das misturas, calculou-se a quantidade de calor das correntes

pelas Equações 6 e 7. Os valores de energia disponíveis para troca térmica, considerando que

não haja perdas para o sistema, estão representados nas Tabelas 11, 12 e 13.

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Tabela 11 - Calor disponível nas correntes de entrada.

Corrente de entrada Q (kJ/dia)

Metanol – corrente 4 45.749.312

Ar – corrente 3 287.880.202

Fonte: Próprio autor.

Tabela 12 - Calor disponível na corrente de saída do reator.

Corrente de saída do reator Q (kJ/dia)

Mistura – corrente 7 -284.401.290

Fonte: Próprio autor.

Tabela 13 - Calor disponível nas correntes de refluxo da coluna de absorção.

Refluxos da coluna de Absorção Q (kJ/dia)

Refluxo externo da coluna – corrente 13 -9.534.152

Refluxo interno da coluna – corrente 11 -9.532.790

Fonte: Próprio autor.

4.3. Integração energética

O sistema em estudo é composto pelas correntes frias 3 e 4 (ilustradas na Figura 4) e

pelas correntes quentes 7, 11 e 13. A Tabela 14 expõe os dados importantes, como as

temperaturas iniciais (𝑇𝑖) e finais (𝑇𝑓) de cada corrente, suas respectivas capacidades caloríficas

(𝑚 ∙ 𝑐𝑝) e a quantidade de calor total liberada ou absorvida pelas correntes.

Tabela 14 - Dados do sistema de estudo

Corrente 𝑇𝑖 (ºC) 𝑇𝑓 (ºC) 𝛥𝑇 Q (kJ) Q (kW) 𝑚 ∙ 𝑐𝑝 (kW/K)

3 25 180 155 287.880.202 3.331,95 21,50

4 25 180 155 45.749.312 529,51 3,42

7 280 155 -125 -284.401.290 -3.291,68 26,33

11 50 35 -15 -9.532.790 -110,33 7,36

13 70 35 -35 -9.534.152 -110,35 3,15

Fonte: Próprio autor.

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Para o presente trabalho foi escolhido como objetivo para a integração energética a

obtenção de uma rede de trocadores de calor que obtivesse uma máxima recuperação energética

(MRE), ou seja, que a conformação atual da planta fosse modificada de modo a se obter o menor

uso possível de utilidade externa do processo. Lembrando que se entende por utilidade externa,

os fluidos térmicos exteriores ao processo que realizam a troca térmica diretamente com as

correntes de forma a fornecer-lhes ou retirar-lhes calor, podendo ser quentes (vapor de água,

fluidos quentes, efluentes gasosos, gases de combustão) ou frias (água de refrigeração, ar

atmosférico, fluido de arrefecimento, entre outros).

Para a escolha do valor ótimo para o ΔTmin, foi aplicado o algoritmo da cascata de calor

para uma faixa de ΔT de 5-20 ºC, obtendo-se os valores das quantidades energéticas

demandadas pelas utilidades quentes e frias para respectivos valores de ΔTmin. Através dos

dados obtidos pelo algoritmo citado, foi possível a construção do gráfico representado pela

Figura 6, que expõe a demanda energética requerida para cada valor de ΔTmin.

Figura 6 - Variações das demandas mínimas requeridas de utilidades quentes e frias em relação às variações dos

valores de ΔTmin.

Fonte: Próprio autor.

Pela análise da Figura 6, observa-se a existência de uma inflexão nas curvas no ponto

correspondente a um valor de ΔTmin de 10°C, que corresponde ao ΔT de transição, e que

valores abaixo desse não ocorrem quaisquer variações nos valores energéticos demandados para

utilidades quentes e frias.

Como proposto pelo algoritmo da cascata de calor, as temperaturas foram corrigidas, e

estão representadas na Tabela 15.

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Tabela 15 - Determinação das temperaturas corrigidas das correntes do processo.

Nome da corrente Tipo de corrente 𝑇𝑖 (°C) 𝑇𝑓 (ºC) 𝑇𝑖′(ºC) 𝑇𝑓

′ (ºC)

3 Fria 25 180 30 185

4 Fria 25 180 30 185

7 Quente 280 155 275,3 150

11 Quente 50 35 45,3 30

13 Quente 70 35 65,3 30 Fonte: Próprio autor.

A Figura 7 ilustra quais correntes existem em cada intervalo de temperatura, juntamente

com seus respectivos valores de capacidade térmica.

Figura 7 - Conformação das correntes em intervalos de temperaturas corrigidas.

Fonte: Próprio autor.

A Figura 8 ilustra os valores de Q para cada intervalo, calculado pela Equação 13. Caso

o valor de Q seja negativo, significa que existe um excesso energético disponível para troca;

caso contrário, existe uma demanda por energia térmica.

7 11 13 3 4

26,33 7,36 3,15 21,50 3,42

3291,68 110,33 110,35 3331,95 529,51

IntervaloTemperatura

corrigida (oC)QUENTE QUENTE QUENTE FRIA FRIA

275

1 |

185 |

2 | | |

150 | |

3 | |

65 | |

4 | | |

45 | | |

5 | | | |

30

Corrente

m*Cp (kW/K)

Q (kW)

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Figura 8 - Valores de Q para cada intervalo de temperatura corrigida. Fonte: Próprio autor.

A Figura 9 representa às cascatas de calor inviável e viável. No cálculo da cascata

inviável, obteve -349,09kW como maior valor negativo de calor acumulado, sendo este valor

utilizado como utilidade quente para iniciar a coluna da cascata viável.

Figura 9 - Cascata de calor.

Fonte: Próprio autor.

Nota-se, portanto, que o Pinch corresponde a uma temperatura corrigida de 30ºC, que

convertida em temperatura real, se refere aos valores de 35ºC para as correntes quentes e de

25ºC para as correntes frias, obedecendo ao 𝛥𝑇𝑚𝑖𝑛 = 10℃. Além disso, obteve-se os valores

de 349,09kW e 0,0kW para as demandas mínimas energéticas requeridas de utilidades quentes

e frias, respectivamente.

Temperaturas

corrigidas (°C)Q intervalo Cascata inviavel Cascata viável

275 ▼ 0,00 ▼ 349,09

-2369,69 -2370,01 -2370,01

185 ▼ 2370,01 ▼ 2719,10

-49,61 -49,73 -49,73

150 ▼ 2419,74 ▼ 2768,83

2117,57 2117,57 2117,57

65 ▼ 302,17 ▼ 651,26

431,43 435,20 435,20

45 ▼ -133,03 ▼ 216,06

206,64 216,06 216,06

30 PINCH ▼ -349,09 ▼ 0,00

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A curva composta, que relaciona as temperaturas às variações de entalpia acumuladas

das correntes, está representada pela Figura 10. Nesta curva, é possível verificar, pela diferença

de variação de entalpia entre as correntes frias e quentes, que a demanda energética externa

necessária para aquecer a corrente fria é de 349,09 kW.

Figura 10 - Curvas compostas.

Fonte: Próprio autor.

Analisando ainda a curva composta, verifica-se que se trata de um tipo de

particularidade do método Pinch conhecido como Threshold, onde não ocorre o chamado ponto

de estrangulamento, isso é, na extremidade do intervalo do ΔTmin - que neste caso foi o de

ΔTtransição - não se necessita de utilidade quente ou fria. No presente trabalho não se

necessitou de utilidade fria, apenas de quente.

Para a montagem da rede de trocadores, foi analisado, primeiramente, os valores das

capacidades térmicas (𝑚. 𝑐𝑝) das correntes para definir quais delas poderiam trocar calor.

Considerando o sistema em questão (Figura 11) observa-se que:

(𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 13 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 4

e

(𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 13 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 3

0,0

50,0

100,0

150,0

200,0

250,0

300,0

0,0 500,0 1000,0 1500,0 2000,0 2500,0 3000,0 3500,0 4000,0

Tem

per

atu

ra (

oC

)

Variação de entalpia (kW)

Correntes frias Correntes quentes

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Assim como,

(𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 11 < (𝑚 ∙ 𝑐𝑝)𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 3

Pela regra apresentada na seção 4.3, sabe-se que a corrente 11 só pode fornecer calor à

corrente 3 e, por consequência, a corrente 13 para a 4. Já a corrente 7, não obedece nenhuma

das regras apresentadas, pois suas temperaturas não fazem intersecção com as temperaturas de

Pinch. Deste modo, ela pode trocar calor com qualquer uma das correntes frias.

Figura 11- Diagrama de grade para região acima do Pinch.

Fonte: Próprio autor.

Em seguida, criou-se um diagrama de grade que representasse as trocas térmicas

realizadas (Figura 12) na região acima do Pinch, visando atingir as temperaturas finais

determinadas para cada uma das correntes. Nesta etapa, obteve três possíveis conformações

para a rede de trocadores, e foi considerada como mais apropriada aquela que apresentou uma

menor área de troca térmica, pois isso está relacionado a um custo menor de equipamento-

tabelas comparativas no apêndice A. Será detalhado, portanto, somente a montagem da rede

escolhida, sendo que as outras opções estão representadas no Apêndice B, juntamente com uma

tabela comparativa dos cálculos de área de troca.

Figura 12 - Rede de trocadores de calor no diagrama de grades.

Fonte: Próprio autor.

Intervalo 1 2 3 4 5

Corrente m*Cp (kW/K)

Temp.

correntes

quentes (°C)

28

0

15

5

70

50

35

7 26,33 Quente ● ▼

11 7,36 Quente ● ▼

13 3,15 Quente ● ▼

3 21,50 Fria ▲ ●

4 3,42 Fria ▲ ●

Temp.

correntes

frias (°C)

18

0

25

PINCH

Correntem*Cp

(kW/K)

7 26,33 Quente ● ▼

11 7,36 Quente ● ▼

13 3,15 Quente ● ▼

3 21,50 Fria ▲ ●

4 3,42 Fria ▲ ●

30,13oC

57,30oCC

163,76oC

180oC

41

9,1

6 k

W

2.8

72

,52

kW

11

0,3

5k

W

11

0,3

3k

W

34

9,0

9k

W

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Os cálculos para a construção da rede estão em anexo no Memorial de Cálculos

(Apêndice A).

Para facilitar o entendimento, a Figura 13, representa a rede de trocadores com as

temperaturas de entrada e saída das correntes em cada um dos trocadores de calor, e a energia

térmica trocada entre elas.

Figura 13 - Rede de trocadores de calor.

Fonte: Próprio autor.

O desenho da planta de formaldeído após a integração energética encontra-se em anexo

(Apêndice B – item 2)).

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5. ANÁLISE DE VIABILIDADE ECONÔMICA DA INTEGRAÇÃO

ENERGÉTICA

A energia gasta antes da integração energética, é igual à soma de toda a energia

fornecida pelas utilidades externas quentes e frias, totalizando 7.373,82 kW/dia (Tabela 16)

para satisfazer as necessidades térmicas de cada corrente. Com a integração energética, a

quantidade de energia fornecida por utilidades externas seria de 349,09 kW/dia, o que

representa uma redução do consumo de 95,27%.

Tabela 16 - Comparação dos gastos antes e após a integração energética.

Corrente Tipo Tipo de utilidade externa Q (kW/dia) Energia externa(kW/dia)

3 fria quente 3.331,95 3.331,95

4 fria quente 529,51 529,51

7 quente fria -3.291,68 3.291,68

11 quente fria -110,33 110,33

13 quente fria -110,35 110,35

Total 7.373,82 kW/dia

Quantidade de energia de utilidades externas após integração 349,09 kW/dia

Redução do consumo 95,27%

De posse das demandas energéticas disponíveis na Tabela 16 e dos custos do kW,

disponíveis no site da COPEL (companhia de energia responsável pela distribuição na região

de Araucária, PR) e informados na Tabela 17, foi possível realizar o cálculo dos gastos

energéticos demandados pela empresa antes e após a integração energética (Tabela 18),

considerando um período de ponta correspondente a 3 horas diárias e fora de ponta de 21 horas,

já considerando os impostos.

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Tabela 17 - Valor do kWh pela COPEL.

Consumo (R$/kWh) Resolução ANEEL Com os impostos ICMS e

PIS/COFINS

Ponta 0,30979 0,46584

Fora de ponta 0,18956 0,28505

Fonte: COPEL, 22 de julho de 2014.

Tabela 18 – Custos energéticos demandados antes e após a integração energética.

Demanda

Energética

(kW/dia)

Demanda

Energética

(kW/h)

Custo kWh

(horário de

ponta)

Custo kWh

(horário fora

de ponta)

Custo

energético (R$)

- Eficiência de

30%

Antes

integração 7373,82 307,24 0,46584 0,28505 226.854,54

Após

integração 349,09 14,54 0,46584 0,28505 10.739,67

Fonte: Próprio autor.

Os gastos com energia, considerando uma eficiência de 30% da conversão energia

elétrica em térmica, cairiam de R$ 226.854,54 para R$ 10.739,68 mensais. Essa redução foi de

95,27% em relação aos gastos anteriores.

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6. CONCLUSÃO

O método aplicado no presente trabalho fornece uma adaptação às plantas industriais já

existentes visando a realização da Integração Energética através dos conceitos da tecnologia

pinch, acarretando a otimização das demandas em energia devido à possibilidade de

recuperação energética do processo. No estudo da aplicação desta tecnologia em uma planta de

produção de formaldeído da empresa Synteko® Produtos Químicos S/A, os resultados obtidos

mostraram-se bastante promissores, com a possibilidade de economia de energia acarretando

benefícios econômicos.

Foi verificado que a energia do processo pode ser inteiramente recuperada e

reaproveitada. O processo sem integração tem uma demanda energética de 7.373,82 kW/dia

sendo que após a implementação do método, este valor é reduzido para apenas 349,09kW/dia,

acarretando uma redução de consumo de 95,27%. Em valores monetários, os gastos da empresa

cairiam de R$ 226.854,54 para R$ 10.739,68 mensais - considerando uma eficiência de 30% da

conversão energia elétrica em térmica. Conclui-se portanto, que a integração energética foi

economicamente viável, uma vez que a economia gerada mostrou-se bastante significativa.

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REFERÊNCIAS

ARAUJO, Everaldo Cesar da Costa. Trocadores de calor. 1, ed. São Carlos: Universidade

Federal de São Carlos, 2011. 108 p.

ATKIS, Peter et al. Princípios de Química – Questionando a vida moderna e o meio

ambiente. 5a ed. Bookman, 2011.

CEZAR, Julio. Calorimetria:: Estudo das trocas e transmissão do calor. Disponível em:

<http://www.suporteeducacional.com.br/aprovar/ano06/_arquivos/apostila/Aprovar_ano06_li

vro07_015.pdf>. Acesso em: 07 nov. 2014.

ELLIOTT, J. Richard et al. Introductory Chemical Engineering Thermodynamics. 2a ed.

Prentice-Hall, 1999.

NETO, João Nery S. Metodologia para aplicação de integração energética numa planta

industrial. Salvador, Bahia. 2005. Disponível em:

< http://www.teclim.ufba.br/site/material_online/dissertacoes/dis_joao_nery.pdf>. Acesso

em: 27 de junho de 2014.

PERLINGEIRO, Carlos Augusto G. Engenharia de Processos: Análise, Simulação,

Otimização e Síntese de Processos Químicos. São Paulo: Edgard Blücher Ltda, 2005. 198 p.

RELVAS, Susana et al. Integração de Processos: Uma metodologia de optimização

energética e ambiental. Setubal, Portugal: Polarpress, Lda., 2002.

SEIDER, Warren D. et al. Product and Process Design Principles: Synthesis, Analysis and

Evaluation. 3. ed. Estados Unidos: John Wiley& Sons, Inc, 2009. 728 p.

SMITH, Otto J. M et al. Introdução à Termodinâmica da Engenharia Química. 7a Ed.,

LTC, Rio de Janeiro, 2007.

TURTON, Richard et al. Analysis, Synthesis, and Design of Chemical Processes. 3. ed.

Boston: Pearson Education, Inc., 2010. 1068 p.

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APÊNDICE A - MEMORIAL DE CÁLCULOS

1. Balanço de massa

Como 37% da massa de produto final é formol, obtém-se os seguintes valores para a

corrente do produto:

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜𝐹𝑂𝑅𝑀𝑂𝐿 = 375.000 ∗ 0,37 = 138.750 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

ou

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜𝐹𝑂𝑅𝑀𝑂𝐿 =138.750

𝑘𝑔𝑑𝑖𝑎

30𝑘𝑔𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

=4.625𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

𝑑𝑖𝑎

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜Á𝐺𝑈𝐴+𝐼𝑀𝑃𝑈𝑅𝐸𝑍𝐴𝑆 = 375.000 − 138.750 = 236.250 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

As frações mássicas das correntes foram calculadas da seguinte maneira:

𝑥𝑖(%) =𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚á𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎𝑖𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙

∗ 100

A vazão molar foi calculada da seguinte maneira:

𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟𝑖 =𝑉𝑎𝑧ã𝑜 𝑚á𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎𝑖𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟𝑖

Analogamente às frações mássicas, as frações molares foram calculadas dividindo-se as

vazões molares individuais pelas vazões mássicas totais.

Pelo balanço material das reações, obteve-se as seguintes massas, considerando os

respectivos rendimentos e massas molares:

Tabela 19 - Balanço de massa da reação principal.

Componente kg/dia kgmol/dia

𝐶𝐻𝑂𝐻 138.750 4.625

𝐻2𝑂 83.250

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Para a reação secundária I, obteve-se:

Tabela 20 - Balanço de massa da reação secundária I.

Componente kg/dia kgmol/dia

(𝐶𝐻3)2𝑂 1.251 27

𝐻2𝑂 490

Por outro lado, na reação secundária II, obteve-se:

Tabela 21 - Balanço de massa da reação secundária II.

Componente kg/dia kgmol/dia

𝐶𝑂 6.527 233

𝐻2𝑂 8.392

Em relação à vazão de metanol na alimentação, partiu-se da premissa que de apenas

92,65% deste formará o produto de interesse. Deste modo, foi possível estimar a vazão de

4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑑𝑖𝑎⁄ de metanol na alimentação considerando hipoteticamente um rendimento de

100%. A partir disso, calculou-se a vazão mássica:

4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

𝑑𝑖𝑎∗30𝑘𝑔

𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙=159.741𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎

Cabe ressaltar que foi considerado 100% de pureza para o metanol.

O metanol residual foi calculado multiplicando-se a vazão molar do metanol da

alimentação (com 100% de pureza) por seu rendimento molar:

𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑑𝑢𝑎𝑙 =4.992𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

𝑑𝑖𝑎∗ 0,00159 =

79𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

𝑑𝑖𝑎

ou

𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑑𝑢𝑎𝑙 =79𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

𝑑𝑖𝑎∗32𝑘𝑔

𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙= 2.540𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

Pelo dado de projeto que diz que a relação metanol/mistura é de 8%, é possível calcular

a vazão do ar atmosférico na alimentação:

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159.741𝑘𝑔𝑑𝑖𝑎

∗ 92%8%⁄ =

1.837.021𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑎𝑟 𝑎𝑡𝑚𝑜𝑠𝑓é𝑟𝑖𝑐𝑜

Conhecendo a composição deste ar, e considerando-o como sendo constituído apenas

apensas 𝑁2 e 𝑂2, obtém-se:

1.837.021𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎∗ 0,79 = 1.451.247

𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑁2

e

1.837.021𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎∗ 0,21 = 385.774

𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑂2

Finalmente, determina-se as vazões mássicas das correntes do processo. Com os valores

obtidos, calcula-se a massa total de água produzida pelas reações:

𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑧𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑒𝑙𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠 =(83.250 + 490 + 8.392)𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎

Portanto, o cálculo de água pura que sai na corrente dos produtos, é realizado pela

diferença da vazão da fração que corresponde a soma de água pura mais às impurezas, pelas

vazões produzidas e já conhecidas dos produtos secundários formados:

𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜

= 𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢çã𝑜Á𝐺𝑈𝐴+𝐼𝑀𝑃𝑈𝑅𝐸𝑍𝐴𝑆 − 𝑖𝑚𝑝𝑢𝑟𝑒𝑧𝑎𝑠 (𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜𝑠 𝑑𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑á𝑟𝑖𝑎𝑠)

ou seja,

𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜 = (236.250 − 1.251 − 6.527 − 2.540)𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

= 225.931𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

Deste modo, a quantidade de água a ser adicionada na coluna de absorção é dada por:

𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑎𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑛𝑎 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑛𝑎

= 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑢𝑟𝑎 𝑛𝑜 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑡𝑜

− 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑧𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑒𝑙𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎çõ𝑒𝑠

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∴ 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 𝑎𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑛𝑎 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑛𝑎 = 133.799𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

A corrente de inertes que sai no topo da coluna é constituída pelos gases que não

participaram da reação. No caso, todo 𝑁2 que entrou na composição da corrente de alimentação,

sai no topo da coluna, já que este é um inerte. Já parte do O2 da alimentação participa das

reações com o metanol, saindo no topo da coluna apenas o residual de 304.315 kg/dia.

1.1. Balanço de massa na coluna de absorção

Para o cálculo do balanço de massa na coluna, partiu-se do conhecimento que a coluna

de absorção é formada por três seções, como observado na Figura 15. Cada seção é constituída

por três pratos perfurados, espaçados a 50 cm. Entre as seções, há a presença de estruturas

cônicas, denominadas industrialmente de “chapéus chineses”, cuja função é permitir a coleta

de solução obtida após a absorção do gás (formol) em água. Sua altura é de 15 metros, possuindo

um diâmetro de 1,8 metros. A estrutura verificada na extremidade superior da coluna, com

altura de 2 metros tem a finalidade de dificultar, ao máximo, a saída de gases pelo topo (off-

gases).

Figura 14 - Coluna de Absorção da Empresa.

Fonte: Próprio autor.

Pela figura a seguir, pode-se fazer um balanço material na coluna de absorção por

seções:

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Figura 15 - Esquematização da Coluna de Absorção, dividida em seções.

Fonte: Próprio autor.

Balanço material no fundo da coluna:

2111 FFyFxF

Como 1211 FxFFyF

Balanço material na primeira seção:

42121 FFyFxFxFy (14);

Balanço material na segunda seção:

32332 FFxFyFxFy (15);

Balanço material no terceiro estágio:

364353 FxFFFFFy

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Sendo 36 FyF , então

3435 FxFFF (16)

De acordo com o balanço de massa realizado no processo, obteve-se os seguintes valores

de vazões mássicas:

𝐹1 = 𝐹𝑦1 = 1.996.762𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎;

𝐹2 = 𝐹𝑥1 = 375.000𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎;

𝐹5 = 133.799𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎;

𝐹6 = 𝐹𝑦3 = 1.755.561𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎.

Para se resolver o balanço material na coluna de absorção, ou seja, determinar os

refluxos interno e externo da mesma, adotou-se a seguinte hipótese fornecida ela Synteko:

𝐹𝑋3 = 5 ∙ 𝐹5 → 𝐹𝑋3 = 668.995𝑘𝑔

𝑑𝑖𝑎.

Substituindo os valores acima nas equações 14, 15 e 16, obtém-se o seguinte sistema de

equações:

1.996.762 + 𝐹𝑋2 = 375.000 + 𝐹𝑦2 + 𝐹4

𝐹𝑦2 + 668.995 = 1.755.561 + 𝐹𝑋2 + 𝐹3

133.799 + 𝐹3+ 𝐹4 = 668.995

Pelo sistema de equações acima, observa-se que há cinco incógnitas e três equações.

Logo, para resolvê-lo, faz-se necessário fazer a seguinte verificação: como ΔT para a vazão

mássica 𝐹4 é maior que ΔT para a vazão mássica 𝐹3, ou seja,

35°𝐶 > 15°𝐶, então 𝐹4 < 𝐹3 para que haja a mesma troca térmica.

Observa-se a seguinte situação:

∆𝑇𝐹4 = 35°C e ∆𝑇𝐹5 = 15°C, implicando na seguinte razão:

∆𝑇𝐹4∆𝑇𝐹3

= 2,333

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Então,

𝐹3 = 2,333 ∙ 𝐹4 (17).

Substituindo a equação (17) em (16), obteve-se a vazão externa de refluxo, dada por:

133.799 + 2,333 ∙ 𝐹4+ 𝐹4 = 668.995 => 3,333 ∙ 𝐹4 = 535.196

Portanto, 𝐹4 = 160.574,85 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎.

Finalmente, obteve-se a vazão interna de refluxo, caracterizada por:

𝐹3 = 2,333 ∙ 160.575 → 𝐹3 = 374.621 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎

Trabalhando com as Equações (14) e (15):

1.996.762 + 𝐹𝑥2 = 375.000 + 𝐹𝑦2 + 160.574,85 → 𝐹𝑦2 − 𝐹𝑥2 = 1.461.187,15

𝐹𝑥2 + 668.995 = 1.755.561 + 𝐹𝑦2 + 374.621,14 →𝐹𝑦2 − 𝐹𝑥2 = 1.461.187,14

Sendo 𝐹𝑦1 = 1.996.762 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎 e 𝐹𝑦3 = 1.996.762 𝑘𝑔/𝑑𝑖𝑎, então

supõem-se que:

𝐹𝑦2 = 𝐹𝑦1 + 𝐹𝑦3

2=> 1.876.161,5

kg

dia

Portanto, 𝐹𝑥2 = 414.974,36 𝐾𝑔/𝑑𝑖𝑎

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Figura 16 - Esquematização da Coluna de Absorção, dividida em seções

Fonte: Próprio autor.

2. Balanço energético

Após calculados os 𝐶𝑃 das correntes e das misturas, calculou-se a quantidade de energia

disponível em cada corrente a partir da Equação 6. A quantidade de calor presente na corrente

3, por exemplo, foi calculada da seguinte maneira:

𝑄 (3) =

1.837.021 𝑘𝑔𝑑𝑖𝑎⁄

29 𝑘𝑔𝑘𝑚𝑜𝑙⁄

∙29,32 𝑘𝐽

𝑘𝑚𝑜𝑙 ∙ 𝐾∙ (180 − 25)℃ ∙

𝐾

℃→ 𝑄 (3) =

287.880.202 𝑘𝐽

𝑑𝑖𝑎

A conversão de Joule para Watts foi feita sabendo que:

1 𝑊𝑎𝑡𝑡 [𝑊] =1 𝐽𝑜𝑢𝑙𝑒 [𝐽]

1 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜 [𝑠]⁄

Deste modo,

1 𝐽1 𝑑𝑖𝑎⁄ ∙ 1 𝑑𝑖𝑎 24 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠⁄ ∙ 1 ℎ𝑜𝑟𝑎 60 𝑚𝑖𝑛⁄ ∙ 1 𝑚𝑖𝑛 60 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜𝑠⁄ = 1,157 ∙ 10−5 𝑊

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3. Integração energética

3.1.Transferência de calor na rede de trocadores

A corrente 11 fornece toda sua energia disponível para aquecer a corrente 3, segundo a

equação abaixo:

𝑄 (11 ↔ 3) = 7,36 ∙ (50 − 35) → 𝑄 (11 ↔ 3) = 110,33 𝑘𝑊

A temperatura de saída da corrente 3 do trocador também é calculada:

110,33 = 21,50 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3 − 25) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3 = 30,13 𝐶𝑜

De forma análoga, calcula-se a quantidade de energia trocada entre a corrente 13 e 4, e

a temperatura de saída da corrente 4.

𝑄 (13 ↔ 4) = 3,15 ∙ (70 − 35) → 𝑄 (13 ↔ 4) = 110,35 𝑘𝑊

110,35 = 3,42 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,4 − 25) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,4 = 57,30 𝐶𝑜

A quantidade de calor disponível da corrente 7 é calculada:

𝑄 (7) = 26,33 ∙ (280 − 155) → 𝑄 (7) = 3.291,68 𝑘𝑊

Pela configuração da rede escolhida, a corrente 7 troca calor com a corrente 4, para

aquecê-la até 180oC. O calor envolvido nessa troca é então contabilizado:

𝑄 (7 ↔ 4) = 3,42 ∙ (180 − 57,30) → 𝑄 (7 ↔ 4) = 419,16 𝑘𝑊

A temperatura de saída da corrente 7 do trocador é:

−419,16 = 26,33 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,9′ − 280) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,9

′ = 264,08 𝐶𝑜

A quantidade de calor remanescente, após a troca com a corrente 4, é trocado com a

corrente 3, para que esta última também atinja 180oC. O calor a ser trocado entre 7 e 3 é:

𝑄 (7 ↔ 3) = 3.291,68 − 419,16 → 𝑄 (7 ↔ 3) = 2.872,52 𝑘𝑊

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A temperatura de saída da corrente 3 do trocador é:

2.872,52 = 21,50 ∙ (𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3′ − 30,13) → 𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎,3

′ = 163,76 𝐶𝑜

Como toda energia disponível para troca no sistema já foi consumida, será necessário a

utilização de utilidade quente externa, visando aquecer a corrente 3 de 163,76oC até 180oC. A

quantidade de calor externo é então calculada:

𝑄 (𝑈𝑡𝑖𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 ↔ 3) = 21,50 ∙ (180 − 163,76)

𝑄 (𝑈𝑡𝑖𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑒 ↔ 3) = 349,09 𝑘𝑊

Os cálculos das outras configurações possíveis de rede de troca térmica, foram feitos de

maneira análoga.

3.2. Comparação das possíveis redes de trocadores

As Tabelas 21, 22 e 23, abaixo, resumem os cálculos realizado de acordo com as

Equação 14. Cabe ressaltar eu todos os trocadores foram considerados como sendo em

contracorrente. Além disso, o coeficiente global de transferência de calor (U) foi considerado

constante, pois considera os coeficientes de transferência de calor para trocadores de calor e

fluidos semelhantes. Obteve-se portanto, uma relação m2/U menor na opção 1.

Tabela 22 - Dados do cálculo da área da opção 1.

OPÇÃO 1

Trocador TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)

4/13 70,00 35,00 25,00 57,30 11,30 110,35 9,77

4/7 280,00 264,08 57,30 180,00 146,98 419,16 2,85

3/11 50,00 35,00 25,00 30,13 14,37 110,33 7,68

3/7 264,08 155,00 30,13 163,76 112,15 2872,52 25,61

A total 45,9111 m2/U

Tabela 23 - Dados do cálculo da área da opção 2.

OPÇÃO 2

Trocador TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)

3/11 50,00 35,00 25,00 30,13 14,37 110,33 7,68

3/7 280,00 157,66 30,13 180,00 113,21 3221,61 28,46

4/13 70,00 35,00 25,00 57,30 11,30 110,35 9,77

4/7 157,66 155,00 57,30 77,81 88,47 70,07 0,79

A total 46,6953 m2/U

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Tabela 24 - Dados do cálculo da área da opção 3.

OPÇÃO 3

Trocador TQ ent (ºC) TQ saída (ºC) TF ent (ºC) TF saída (ºC) Δ Tln (ºC) Qt (kW) A trocador (m2/U)

3/11 50,00 35,00 25,00 30,13 14,37 110,33 7,68

3/7 280,00 155,00 30,13 180,00 111,97 3221,61 28,77

4/13 70,00 35,00 25,00 57,30 11,30 110,35 9,77

4/7 280,00 155,00 57,30 77,81 143,66 70,07 0,49

A total 46,7044 m2/U

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APÊNDICE B – FIGURAS

1. Outras opções de rede de trocadores de calor

Figura 17 - Opção 2 de rede de trocadores de calor.

Fonte: Próprio autor.

Figura 18 - Opção 3 de rede de trocadores de calor.

Fonte: Próprio autor.

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2. Configuração da planta após integração energética

Figura 19 - Configuração da planta após integração energética.

Fonte: Próprio autor.